刘路辉 庄劲武 江壮贤 王 晨

（海军工程大学电气工程学院 武汉 430033）

1 引言

随着舰船综合电力系统的提出，电力推进方式和高能武器的出现，舰船电力系统发生革命性的变化，其地位从辅助系统变成主动力系统，容量急剧增大，电压等级进入中压领域，额定参数将达到5kV。直流区域配电以其高效、灵活的优点成为系统网络的首选[1,2]。舰船中压直流电力系统主要由多台多相整流发电机并联模块构成电源，以电力电子变流装置为核心元件。这种系统的特点是额定电流大，线路阻抗小、时间常数小、供电连续性要求高。当系统发生短路故障时，变换器的存在可有效地阻隔负载电动机馈送的短路电流，短路电流主要由整流发电机产生，峰值大、时间短，发电机瞬态过程结束后迅速衰减[3,4]。整流发电机出口断路器作为电源保护装置在整个系统中具有重要作用，需要具备大额定电流通流和双向保护功能。

混合型直流真空断路器（Hybrid DC Vacuum Circuit Breaker，HDCVCB）是直流开断的有效方式。它由高速真空机构并联换流电路及限压吸能组件组成，基于强迫换流原理在真空触头上制造电流过零点使电弧熄灭来开断电路[5-7]。具有代表性的研究成果有：大连理工大学为某型潜艇直流电源设计了额定1 500V/4 000A 的直流真空限流断路器[8]，可开断最大预期短路电流50kA，上升率3A/μs 的短路电流。西安交通大学研制的强迫换流型断路器已进行了4.1kA 和29kA 的分断实验[9]。日本东芝公司为铁路直流系统研制最高参数1 500V/4 000A 的高速直流真空断路器，并进行了商品化[10,11]。俄罗斯全俄电力技术研究所研制了额定3.3kV/3 000A 直流真空限流断路器，并进行了180A 小电流、1.9kA 近额定电流和10kA 短路电流三种不同工况下的开断实验[12]。上述断路器均为单向开关，不具备双向保护功能，且难于满足舰船中压直流电力系统的参数要求。海军工程大学研制了应用于舰船低压直流电力系统的双向混合型直流限流断路器[13-15]，并对换流过程进行了理论分析和仿真验证，但方案采用的是空气触头机构和先换流后分断的控制策略，不适用于中压直流分断。

本文针对整流发电机出口断路器双向不对称的特殊保护要求，提出了一种基于强迫换流原理的混合型直流真空整流发电机出口断路器（以下简称混合型直流真空断路器）方案，介绍了其工作原理，对换流过程、双向阻抗非对称调节分流比等进行了分析设计。

2 整流发电机出口断路器的保护要求

图1 所示为典型的舰船直流电力系统示意图。系统电源模块一般由一台大功率整流发电机组 G1和小功率整流发电机组G2并联组成，固态逆变器从直流母线上取电逆变后为交流负载供电，整流发电机出口和各负载支路安装保护电器。

图1 舰船直流电力系统示意图Fig.1 Scheme of the DC power system in ship

以整流发电机G1的出口断路器Q1为例，通过不同的故障工况，说明系统对整流发电机出口断路器的保护要求。

故障出现在负载支路（如f1），故障会被负载支路保护开关或熔断器瞬动切除，则Q1不动作或作为负载保护的后备，需要耐受整流发电机G1自身提供的短路冲击电流，峰值可达70kA 以上；

故障出现在直流母线上（如f3），则Q1需耐受整流发电机G1自身提供的短路冲击电流一定时间后再分断，通常短延时时间为100ms，则分断点电流约20～40kA，分断条件苛刻，分断电流较大。

短路出现在发电机侧（如f2），Q1需要瞬动分断由并联机组G2提供的短路电流，且全分断时间应小于整流发电机内部集成的保护熔断器的耐受时间。这种工况为异常情况，设定动作值一般较低，小于1kA，需要瞬动分断上升率小于5A/µs 的短路电流，且要求限流在10kA 以内。

由此可见，发电机侧故障时分断电流小，分断速度快，而电网侧故障时需耐受大峰值的短路电流后再延时分断大电流，整流发电机出口断路器的这种保护要求还具有严重的双向非对称性。因此，具备双向分断功能和相应分断能力的断路器研制难度大大增加。

3 混合型直流真空断路器工作原理

混合型直流真空断路器典型结构如图2 所示，它由斥力真空触头机构、换流电路（F-L-C-D）和避雷器（MOA）并联组成。作为HDCVCB 的核心，触头机构必须综合额定电流通流、短路电流耐受和高频电流开断能力。当系统发生短路故障时，能够及时快速动作，具有较高的初始速度，以便快速形成足够的开距。真空灭弧室以其优异的介电性能和高频电流分断能力成为机械触头系统的首选，基于电磁斥力原理的斥力机构具有始动快，结构简单等特点选定为驱动机构的技术方案[16]。换流回路中的电流投入开关是HDCVCB 的关键技术之一。它们的运行特点是电压高、电流峰值大、电流上升率高、脉宽窄、能量释放迅速，以晶闸管、二极管为代表的电力电子开关优势比较明显[17]。在分断过程中，系统中储存的大量能量需要吸收，以氧化锌非线性电阻为基本元件的避雷器，限压吸能效果优异。

图2 HDCVCB 结构示意图Fig.2 Scheme of HDCVCB

正常情况下，斥力真空触头机构处于合闸状态，换流晶闸管组件处于关断状态，换流电容预充电。当传感器检测到故障电流或控制器接到分闸指令后，立即触发斥力机构驱动触头分离（t1），真空灭弧室触头分离形成真空电弧，触头间产生弧压。当触头间隙形成足够的开距或延迟一定的时间后（t2），根据所测得的短路电流方向，控制器向晶闸管组件F1或F2发出导通信号。以导通F1为例，主回路电流i 开始向换流回路转移，换流电容C 的放电电流iC一部分会从二极管组件VD1上流过，而另一部分经二极管组件VD2汇入主回路，VI 支路电流iVI将逐渐减小直至过零熄弧（t3）。换流电流大于主回路电流部分将流过VD1支路（t3-t4）。VD1支路电流过零截止后，主回路电流全部转移到F1-L-C-D2支路上（t4），同时断路器两端出现正向过电压。当换流电容反充电压大于MOA 动作电压后（t5），电流向MOA 支路转移，MOA 开始限压吸能。随着F1电流减小到零后截止关断，短路电流全部转移到MOA 上（t6），系统感抗中存储的能量被MOA 吸收耗散（t6-t7），最终电流减小到零被切断，分断过程结束（t7），如图3 所示[18]。在电感L 两端并联续流二极管的目的是为了减小晶闸管组件通过浪涌电流后截止时的du/dt 和降低电容反充电压幅值。基于强迫换流原理的HDCVCB 通流能力强，分断时间短，分断电流高，限流效果和工程适用性好。

图3 HDCVCB 分断过程示意图Fig.3 Waveforms of HDCVCB breaking process

斥力真空触头机构VI 上并联双向二极管组件VD1和VD2的作用有两个：①与晶闸管组件F1和F2配合实现断路器的双向分断功能；②使分断过程中恢复过电压出现的时刻后移，为触头电流过零后动静触头间介质恢复创造了近似零电压的恢复过程，增强了弧后触头间隙承受恢复电压的能力，提高了分断可靠性。

4 换流过程理论分析

图4为HDCVCB 的换流过程等效电路图。电容C 开始放电时，经过斥力真空触头机构回路的放电电流为iC2，经过二极管VD1回路的放电电流为iC1，iC= iC2+iC1，两条电路的电流分配与电弧电压、各支路及连接线的阻抗、二极管压降有直接关系。斥力真空触头机构上的电流iVI等于主回路电流i 减去电容C 经斥力真空触头机构的放电电流iC2。

图4 换流过程等效电路图Fig.4 Equivalent circuit of commutation

各支路的电流有如下关系

假设分断以恒定上升率k 线性上升电流i，U0为电容C 的预充电电压，则得到如下方程组

由上式可见，当

二极管VD1支路将导通，开始分流。对于分断相同的电流而言，换流电流在换流过程最好全部从VI 支路上流过，不向VD1支路分流，以减小换流参数。从分断角度看真空电弧电压幅值较低，一般为20V 左右，断路器在拓扑结构和参数设计上可以采取下列措施：

（1）双向二极管组件与换流（C-F-L）回路分别并联到斥力真空触头机构上，去除换流过程中的公共连接线阻抗对分流的影响。另外，尽量选用低阻抗的二极管组件。

（2）换流回路与斥力真空触头机构回路连接点设置在灭弧室动、静端，以减小连入的斥力真空触头机构回路阻抗。

5 换流过程仿真分析

5.1 阻抗参数的影响

采用EMTP 软件搭建出HDCVCB 的模型，对换流过程进行仿真分析。图4 中的线路参数是影响仿真准确性的关键参数，本文通过实际测量得到换流回路各参数为：EVI=20V，RVI=0.01mΩ，ED=4.5V，RD=0.5mΩ，LD=0.1μH，RL=0.5mΩ，LL=0.2μH，LVI分别取0.1 或0.2μH（改变连入换流回路的位置，机构电感变化较大，电阻变化很小）；换流电流频率为1.5kHz，换流电容预充电压为2 倍系统电压，换流电流幅值为预期短路电流的1.2 倍以上。以分断电网侧幅值25kA 的故障电流为例，分析去除公共连接线，减小连入斥力真空触头机构支路电感对换流过程的影响。假定图1 中所示HDCVCB，左侧为进线端，进线端短路意味着发电机侧故障；右侧为出线端，出线端短路代表电网侧故障。

仿真结果如图5 所示（图中采用不同灰度的线型表示不同变量，采用不同粗度的线型区分不同条件下的仿真结果，时间起点与仿真设置有关，对分断过程无影响），双向二极管组件与换流（C-F-L）回路含有公共连接线（RL、LL）时，峰值高达65kA的换流电流不能分断25kA 电流；去掉公共连接线，主回路电流则可以成功换流至设计的换流回路，分流比例接近换流总电流的一半；进一步减小连入换流回路的斥力真空触头机构支路电感，可以增加换流初期换流电流应用于主回路换流的比例，提高换流速度及相同换流参数下断路器分断能力，增强了分断可靠性。

图5 不同参数下换流过程波形对比Fig.5 Waveforms of different commutation parameters

5.2 双向非对称设计

结合上述分析，双向二极管组件按照对称性设计，则换流电流用于主电流分断的比例最大不超过一半。针对整流发电机出口断路器的保护特性，可以通过支路阻抗的非对称设计，在VD1支路增加分流比调节阻抗ZF，减小VD1支路的分流比例，优化换流参数，对图1 中的拓扑进行改进，形成图6所示的改进拓扑。ZF 经计算取为0.5mΩ/1.3μH，其他各参数参照上文。假设发电机内部故障动作设点值1kA，上升率3A/μs，换流电流投入延时1ms；电网侧故障，电流幅值25kA，换流电流投入延时对换流过程无影响。

图6 改进的HDCVB 拓扑Fig.6 Improved topology of HDCVB

组件对称性设计时，双向二极管为了保证发生电网侧故障时能够可靠分断，并预留一定的余量，支路分流幅值需要大于30kA，则换流电流峰值高达60kA 以上；发电机内部故障时，分断电流幅值小于5kA，实际分流远远大于需求，换流能量极大浪费。进行双向非对称设计，通过调整支路阻抗参数，调节分流比，仿真结果如图7 所示（图中采用不同灰度的线型表示不同变量，采用不同线型区分不同设计结果，时间起点与仿真设置有关，对分断过程无影响）。由图7 可见，两种参数均能实现满足断路器的双向分断功能，但经过非对称性设计后，换流电流幅值下降至小于40kA。这意味着换流电容能量缩减，整机功率、体积随之减小了近1/2，同时降低了对脉冲功率组件电力电子器件的参数要求，为断路器的工程实现打下了良好的基础。

图7 不同设计换流过程波形对比Fig.7 Waveforms of different designs of commutation

6 模拟分断实验

在通过 HDCVCB 的仿真模型进行断路器参数优化的基础上，为了验证方案的可行性，研制了额定5kV/6kA 原理样机，搭建试验平台进行了等效试验[19,20]，考虑到系统绝缘配合，通过避雷器的参数设计，将断路器的开断过电压限定在10kV 左右，结果如图8 所示。图8a为发电机侧故障保护波形。采用电容组作为电源，通过电抗器放电。调整参数得到近似发电机侧故障时的电流上升率3A/μs，故障判断阈值为1kA，短路电流被限流到峰值5kA，分断时间小于5ms，分断过电压小于10kV，分断结束后试验系统电容组剩余电压约5kV。图8b为电网侧故障保护波形。采用合成实验的方法，由电流源提供断路器需要耐受的短路浪涌电流，高压电压源提供电流过零后的恢复电压。分断点真空触头机构电流25kA，在电流过零后约160μs，恢复电压以平均速度约30V/μs 加载至10kV，实验结果显示斥力真空触头机构成功耐受恢复电压。

图8 样机实验结果Fig.8 Results of prototype test

7 小结

混合型直流真空断路器可以实现整流发电机的双向保护。去掉二极管组件与换流回路公共连接线，减小连入换流回路的斥力真空触头机构支路电感，可以增加换流电流用于分断主回路电流的比例，提高换流速度，增强换流可靠性，改善换流过程。双向对称设计时用于分断的换流电流比例不超过一半，设计双向非对称的换流支路阻抗是调节分流比的有效方法，换流参数得到优化，整机功率、体积减小了将近1/2。理论和试验研究表明设计的混合型直流真空断路器可以成功满足整流发电机非对称的保护要求，具有分断速度快、可靠性高的优点。

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