基于電容換流的多端口直流限流斷路器

陳 凱,王威儒,童 準

(1.現代電力系統仿真控制與綠色電能新技術教育部重點實驗室(東北電力大學),吉林 吉林 132012;2.國能永福發電有限公司,廣西 桂林 541001)

0 引 言

隨著“碳達峰、碳中和”目標的提出,可再生能源占比在未來幾十年中將迅速提升,如何實現大規?？稍偕茉吹母咝馑褪秦酱鉀Q的問題?；谀K化多電平換流器(Modular Multilevel Converter,MMC)的柔性直流電網憑借其無換相失敗、可控性強、具有無功支撐能力等優勢,成為大規?？稍偕茉床⒕W和遠距離輸送的有效技術支撐[1]。但基于MMC的直流電網一旦直流側發生故障,換流器子模塊(Sub Model,SM)的電容將對故障點放電,故障電流上升迅速,峰值極高。為避免故障電流危害電力電子器件及直流電網的運行,系統需要在幾毫秒內完成故障清除[2]。

目前常見的故障清除手段有兩種[3]:換流器采用全橋子模塊或箝位雙子模塊[4-5],替換原半橋方案中的部分子模塊,但該類子模塊拓撲會導致換流器成本和功耗的增加,且清除故障時會導致健康換流站短時停電[6];另一種方法為采用直流斷路器(DC Circuit Breaker,DCCB)阻斷故障電流,該方法控制邏輯簡單,系統正常運作時功率損耗小,且故障隔離后系統經潮流重新分配可達到新的穩態,適于運用在直流電網中[7-9]。

ABB較早提出混合式直流斷路器(Hybrid DC Circuit Breaker,HDCCB),該DCCB采用絕緣柵雙極型晶體管(Insulated Gate Bipolar Transistor,IGBT)串聯作為故障電流轉移支路,該支路能夠高效阻斷故障電流,但需要承受極大的電氣應力,對IGBT需求數量龐大[10]。針對上述問題,文獻[11]將連接于同一直流母線的線路所配備的直流斷路器共用同一個轉移支路,即多端口直流斷路器(Multi-port DC Circuit Breaker,MP-DCCB)。文獻[12]通過應用晶閘管與二極管作為上下橋臂的選擇開關,提高了裝置經濟性。文獻[13]以主動引流開關在故障時主動將母線接地的操作使線路上的分斷部分能夠順利開斷,但導致線路限流電抗器的作用無法充分發揮。文獻[14]中提到以遠端換流站多端口斷路器作為后備保護方案,使各斷路器電力電子器件減少一半,但該后備保護方案需要故障斷路器所連換流站閉鎖。同樣針對斷路器成本昂貴的問題,許多文獻設計使用工藝成熟的晶閘管代替IGBT,并通過電容提供反壓強迫晶閘管關斷的電容型直流斷路器。文獻[15]提出了電容換流型斷路器,但故障電流為IGBT閉鎖強制換流至電容,通流支路串聯電力電子器件數量較大。文獻[16]和文獻[17]中電容預充電電壓為系統電壓,故障后投入電容時將對系統造成較大沖擊。

主動式限流器(Fault Current Limiter,FCL)具備抑制故障電流上升率的能力,能夠有效降低斷路器承受的開斷時電流應力。文獻[18]在故障發生后交替導通反并聯耦合電感,使故障電流快速減小,但電感所串聯IGBT將承受極大的電壓。文獻[19]提出了一種基于飽和鐵心型超導限流器的混合直流限流電路,通過阻感復合限流抑制故障電流。文獻[20]中耦合電感一次側串聯于線路,二次側連接IGBT,控制IGBT的通斷使得一次側等效電感變化。文獻[21]在故障清除后導通電力電子器件旁路電抗器,達到減少避雷器耗散能量的效果。在多端口直流斷路器的基礎上,文獻[22]以耦合電感作為限流器,故障時通過導通IGBT將耦合電感投入,但在系統正常運行時大量IGBT串聯在線路中,導致功率損耗增加。文獻[23]中通過電容換相投入電感,但電容換相需在機械開關完成分斷后進行,限流器實際投入時間并不長。

綜上,目前限流斷路器仍多以電感進行限流,但電感限流能力隨時間衰減,且難以與斷路器中換流部分配合。因此本文提出一種基于電容限流、換流的多端口限流斷路器,首先介紹斷路器整體結構,闡述所提拓撲在不同故障工況下開斷及保護原理,設計斷路器關鍵參數,最后在四端系統中對故障阻斷、重合閘過程進行仿真驗證,并與其他文獻拓撲結構于故障電流峰值、故障隔離時間、經濟性等方面進行對比分析,說明本結構在直流電網的適用性。

1 所提直流斷路器拓撲

提出的多端口限流斷路器拓撲結構由以下四部分組成:通流支路、選擇開關、主斷路器和電容預充電支路,如圖1所示。其中,通流支路和選擇開關用于故障后投入主斷路器,各端口均需配置;主斷路器需使用大量電力電子器件,為提高經濟性,各端口共用主斷路器和電容預充電支路。

圖1 電容限流換流斷路器拓撲

通流支路包括超快速機械開關(Ultra Fast Disconnector,UFD)以及負載換流開關(Load Commutation Switch,LCS),LCS為機械開關提供零電流的分斷環境;UFD經一定時間建立絕緣,物理隔離直流母線與故障線路。選擇開關為反并聯晶閘管組,與通流支路配合選擇故障線路。

主斷路器由四部分組成:1)換流電容C1,在故障支路的UFD斷開后投入,當電容端電壓達到MOA動作電壓時將故障電流換流至MOA;2)限流電容C2,電容器可有效地抑制過電壓,并在為UFD的斷開提供充足的時間和電氣環境的同時限制故障電流上升速率;3)金屬氧化物避雷器(Metal Oxide Arrester,MOA),用于阻隔故障電流并鉗位斷路器兩端電壓;4)晶閘管組(T1、T2、T3、T4)及二極管橋式結構,實現電容C1的雙向投入及不同故障的隔離。

電容預充電支路由晶閘管組Tc、T′c及電阻Rc組成,可在系統正常運行時為電容C1充電。大電阻Rc在支路并入后減小通電時對系統的沖擊。

2 斷路器工作原理

本節闡述斷路器在線路單極接地故障、母線故障、重合閘等工況下的保護原理。

2.1 電容預充電

斷路器的電容充電過程如圖2所示。在系統正常運行時,導通晶閘管組T1、T4及Tc對電容C1、C2進行充電。電容電壓達到系統級電壓后,晶閘管將自動截止。之后閉合機械開關UFDd1、UFDd2,令電容C1電壓維持至MOAd的啟動電壓、C2通過電阻將累積的能量耗散。兩支路電流降為零后,打開機械開關。此時電容C1將達到預充電電壓uC10,具體數值選擇將于后文闡述。

圖2 預充電階段電流路徑

2.2 線路單極接地故障

斷路器共四個工作階段,各階段動作時序、等效電路及關鍵量表達式如下:

1)定位階段(t0

設線路1于t0時刻發生接地故障,在故障定位完成前,電流路徑如圖3(a)所示。

圖3 故障定位階段

此階段等效電路如圖3(b)所示,在等效電路中,考慮各換流站沿斷路器所在母線饋入故障點的電流。圖中,換流站內電容由直流電壓源等效,電感Ldcj(j=1,2,…,n)為換流站等效電感、線路平波電抗器、中性線電抗器和線路電感所合成的由母線至換流站或故障點的等效電感,忽略換流站等效電阻及線路電阻。

據KVL、KCL,此階段故障電流i1(t)表示為

(1)

2)限流階段(t1

t1時刻,一般認為故障發生3 ms后,保護系統完成故障定位,此時導通對應選擇開關Tl1,關斷LCS1,觸發UFD1分斷信號,同時導通主斷路器的晶閘管T2、T4,故障電流流經直流母線及主限流斷路器饋入故障點,如圖4所示。

圖4 限流階段

IGBT關斷與晶閘管導通時間為微秒級,因此忽略上述時間及晶閘管通態壓降,將t1代入至公式(1)得此時故障電流i1(t1),根據圖4(b)得:

(2)

隨著故障線路對應LCS的關斷,故障電流將對電容C2充電,電容上產生電壓uC2,進而提高換流站與故障點之間的電壓,起到抑制故障電流上升的作用。約2 ms后的t2時刻UFD1完全打開,電容電壓持續增加。此時關鍵量的表達式仍如公式(2)。

3)換流階段(t3

故障線路對應UFD完全打開1 ms后t3時刻收到斷路器關斷指令,導通晶閘管T3,電容C1開始放電,T4承受反壓一段時間后完全關斷[15],故障電流將為電容C1、C2同時充電,電容電壓快速上升,電流路徑如圖5(a)所示。

圖5 換流階段

該階段的初始條件為uC2(t3),i1(t3)和C1預充電電壓uc10,根據圖5(b)得:

(3)

公式中:

t4時刻C1、C2電容電壓和等于系統電壓,故障電流達到峰值,電容電壓繼續增加。此時關鍵量的數學表達式仍如公式(3),初值為uC2(t4),i1(t4),uC1(t4)。

4)耗能階段(t5

t5時刻電容電壓和超過MOA啟動電壓,電流逐漸轉移至避雷器,如圖6(a)所示。同時導通T′c,使Rc與避雷器共同耗散等效電感Ldc1的儲存能量,以減少避雷器吸收能量和故障隔離時間。

圖6 耗能階段

根據避雷器的動作特性,避雷器端電壓達到啟動電壓后將被限制在啟動電壓附近,因此可認為避雷器端電壓恒定,為啟動電壓UMOA。

根據圖6(b)的等效電路圖,及初始條件i1(t5)可得此時段的故障電流:

(4)

令i1(t)為零,得避雷器隔離故障耗時tbrk:

(5)

2.3 母線故障

柔直電網需要考慮直流母線接線形式,因目前直流斷路器造價昂貴,每回直流母線的出線較少,且直流母線故障概率較低,目前柔直電網的直流母線接線形式仍為單母線接線。發生直流母線故障后,需迅速隔離故障母線。

針對直流母線故障,斷路器工作原理與線路故障時類似,故障電流流向相反。t0時刻直流母線發生故障,故障電流迅速上升。t1時刻控保裝置判別為母線故障,導通晶閘管T′lj(j=1,2,…,n)、T2、T4。全部端口的LCS閉鎖,UFD開始分斷。t2時刻全部UFD分斷,1ms后t3時刻導通T3(T4)電容C1開始放電。t5時刻電容電壓和超過MOA啟動電壓,電流逐漸轉移至避雷器,故障電流減至零時,母線故障隔離。

雖直流母線故障概率較低,但一旦故障將導致近端換流站停止功率輸送,多條直流線路停運。而應用多端口斷路器,母線故障隔離后,可觸發所有選擇開關,此時選擇開關將承擔母線的工作,如圖7所示。

圖7 母線故障清除后斷路器工作狀態

2.4 后備保護

設線路1發生故障,若對應機械開關未將故障線路與直流母線的連接切除,斷路器將啟動后備保護,切除故障線路及直流母線。設t0時刻發生故障,電流迅速上升。t1時刻控保裝置判別為線路故障,LCS1閉鎖,UFD1開始分斷。若一段時間后檢測到故障電流仍在快速上升,則采取隔離直流母線的措施。斷路器各端口LCS閉鎖,UFD分斷。2 ms后UFD完全打開,之后導通T3電容C1開始放電,T4承受反壓關斷。電容電壓和超過MOA啟動電壓后,電流逐漸轉移至避雷器,故障電流逐漸減小至零。

2.5 分斷小電流

當線路高阻接地故障或計劃斷電等情景發生,保護方案將命令斷路器在小電流下完成分斷。設計劃停運線路為出線1,直接閉鎖LCS1和UFD1,同時觸發線路對應選擇開關Tl1、T′l1及兩端斷路器的晶閘管Tc與T′c,晶閘管會因平波電抗器電流減小所產生的反壓導通,平波電抗器所儲存能量將通過電阻Rc泄放。過程中計劃停運線路的電流將不斷減小,傳輸功率由其他線路轉帶。當電流降為零時,線路切除完成。

2.6 重合閘故障判別

由于絕大多數故障為瞬時故障,進行重合閘操作有利于電網重新恢復冗余,且有益于故障測距。但若由通流支路直接合閘于永久故障會導致斷路器需要重新進行故障隔離,且可能致使故障線路UFD及LCS承受過電壓。因此,在進行重合閘動作之前先對故障類別進行判斷。

設t6時刻電流過零,故障隔離完成。之后閉合UFDd1、UFDd2,電容C1、C2開始釋放故障隔離期間所吸收能量,并為重合閘故障判別動作做準備。

C2通過電阻消耗儲存能量,C1通過避雷器MOAd釋放部分能量,通過調整MOAd的啟動電壓,可將電容器C1的電壓維持至設定值。耗能完成后電容器C1的電壓極性與初始狀態相反,根據主斷路器的對稱性,斷路器具備再次分斷故障電流能力。

斷路器動作后,需經一定的去游離時間(約150-300 ms)使其重新恢復故障隔離能力。在去游離結束后等待一段時間,斷路器對故障類別進行判別,設故障線路為出線1,主斷路器觸發晶閘管T2、T3、Tl1。若故障為永久故障,晶閘管T2、T3、Tl1承受正壓導通,主斷路器投入電容C1、C2,迅速進行故障隔離,如圖8所示;若為瞬時故障,因此時故障線路兩端母線電壓相差較小,又有預充電電容C1串接于線路中,晶閘管T2、T3、Tl1將無法導通,此時導通線路對應LCS,閉合UFD,旁路主斷路器,線路投入運行。

圖8 重合閘于永久故障

3 關鍵參數設計與仿真分析

本節將結合第二節所推表達式,以四端真雙極柔直電網中單極為對象,分析斷路器中電容C1、C2的參數對故障電流峰值、故障隔離時間及各電力電子器件所受電流、電壓應力等指標的影響。并通過在PSCAD/EMTDC中搭建四端單極仿真模型,驗證所提斷路器切除故障的能力。系統結構如圖9所示,換流站具體參數如表1所示。

表1 換流站參數

圖9 系統結構及斷路器配置

3.1 關鍵參數設計

1)電容C2

電容C2主要用于限制電流上升速率,在選擇C2的容值時,需要考慮限流階段限制故障電流能力及機械開關絕緣要求。由限流階段關鍵量公式(2)可知,容值取值過小,uC2快速上升,可能導致UFD發生電壓擊穿現象;取值過大,將導致C2兩端電壓uC2上升較慢,限流效果較差。

根據公式(2),可得C2容值對限流階段結束時C2的電容電壓峰值uC2m及故障電流峰值i1m變化規律的影響,物理量變化規律如圖10所示。

圖10 電容C2的影響

由圖10(a)、圖10(b)可見隨著C2容值的減小,限流效果變好,通流支路開關承壓增加?？紤]SF6超快速機械開關要求在零電流、低電壓的環境下開斷,且其絕緣電壓與觸頭間隙距離成正比,在2 ms內可達到800 kV[25],因此為在一定安全裕度下滿足機械開關開斷要求的同時限制故障電流,C2容值選取為40μF。

2)電容C1

電容C1承擔換流作用,在選擇C1電容容值及初始電壓時,需考慮快速完成換流過程的同時,C1的放電過程能夠覆蓋晶閘管關斷時間,保證VT3、VT4完成關斷。由公式(3)可知,C1容值越小,等效電容越小,相同的故障電流下,電容電壓增長越快,換流階段越短。為盡快完成故障隔離,C1取值不宜過大,本文選為10 μF。

預充電電壓uC10的選擇與放電速度和晶閘管關斷時間相關,放電速度受C1、C2容值選取的影響,關斷時間由晶閘管自身關斷特性決定。在C1、C2容值已確定的前提下,VT3、VT4選擇快速切換晶閘管,其關斷時間達到10-100 μs,可避免過大的預充電電壓投入。設選擇ABB公司晶閘管5STF 23H2040,最大阻斷電壓2 kV,關斷時間40 μs。將上述參數帶入公式(3),令uC1(t)于t-t3=40 μs時為0,可得uC10值為20.92 kV。因電容C1在故障隔離過程中需要反向投入會增大故障電流,為此希望預充電電壓盡可能小,在考慮一定裕度的情況下,將預充電電壓uC10設置為40 kV。

3.2 仿真分析

1)線路單極接地故障

設電容預充電完成后于1 s時MMC1與MMC2連接線路首端發生如圖9所示單極接地故障f。

將故障前相關系統參數代入等效電路,得故障電流計算值與仿真結果的對比結果如圖11所示。

圖11 計算值與仿真值對比

由圖11可知,計算值與仿真值相比較,其故障電流峰值略大,且電流下降率較快。以上現象的原因是在上文電路等效中將換流站電容及MOA簡化為直流電壓源,忽略了電容放電導致的直流電壓下降及故障電流與避雷器端電壓的線性關系。

圖12為故障隔離中斷路器內部電流波形,t0=1 s時故障發生,表征通流支路電流的iaux迅速上升。設故障發生3 ms后于t1=1.003 s時保護系統準確定位故障,斷路器判斷預充電電壓uC10方向導通對應晶閘管T2、T4,關斷故障支路的LCS,對應通流支路電流迅速下降。當t=1.003 02 s時通流支路電流iaux小于對應UFD的剩余電流,UFD開始打開,期間故障線路的通流支路承受C2端電壓uC2。設UFD動作時間為2 ms,t2=1.005 02 s時,UFD完全打開。t3=1.006 s時,給對應斷路器發送跳閘信號,導通晶閘管T3,故障電流流經電容C1,C1的預充電電壓uC10保證晶閘管T3完成關斷。C1先放電后充電,電容電壓快速上升,t4=1.006 1 s時,C1、C2電容電壓和大于系統電壓,故障電流達到峰值7.13 kA,之后故障電流開始衰減。t5=1.006 6 s,電容電壓和達到MOA啟動電壓,MOA開始投入,故障電流持續衰減。t6=1.011 8 s時,故障電流衰減至0,故障隔離完畢。

圖12 斷路器內部電流波形

圖13為故障隔離期間各電力電子器件承壓情況檢驗,可為電力電子器件選型提供參考。

圖13 電力電子器件承壓

由圖13可知,通流支路兩端電壓uaux與非故障線路的選擇開關Tln、T′ln(n≠1)最高需承受避雷器啟動電壓。T2、T3承壓較T1、T4小,但考慮到實現電容的雙向投入,上述四個晶閘管組需能承受相同的電壓。電容預充電支路的晶閘管Tc,T′c在電網正常運行時需承受系統電壓。

設T3、T4選擇前文提及的快速晶閘管5STF 23H2040,其余晶閘管選擇5STP 40N6500,其參數為6.5 kV/3.78 kA,可承受75 kA的浪涌電流。因晶閘管承受浪涌電流能力遠高于IGBT,下文僅考慮晶閘管的串聯數量。設1.2倍的安全裕度,由電壓波形可推斷選擇開關需(181×2×n)個晶閘管,T1、T2各需75個晶閘管,T3、T4各需240個快速切換晶閘管,Tc、T′c各需93個晶閘管,共(929+362×n)個。IGBT僅各出線LCS使用,選擇5SMA 3000L450300,參數4.5 kV/3 kA,可承受浪涌電流6 kA,考慮雙向電流關斷,共需2×n個。二極管需承受避雷器動作電壓,設選擇5SDD 31H6000,參數為6 kV/40 kA,則共需要197×4個。

2)重合閘

故障發生至11.8 ms避雷器能量耗散完成,30 ms時各元件恢復至初始狀態,滿足重合閘需求。設故障發生200 ms后斷路器進行重合閘故障判別,圖14為合閘至永久故障時電流波形。

圖14 合閘至永久故障電流波形

由圖14可知,1.2 s觸發晶閘管T2、T3、Tl1。故障為永久故障,晶閘管承受正壓導通,電容C1、C2串聯于故障回路隔離故障,1.205 5 s電流重新降為0。因斷路器重新隔離故障,應關斷UFDd1、UFDd2對電容重新放電。電容放電后斷路器可重新進行判別以致保護系統認定故障為永久故障。

4 性能對比

將所提斷路器與其他斷路器拓撲進行對比,ABB公司提出的混合直流斷路器拓撲作為拓撲1[10],文獻[16]所提斷路器作為拓撲2,文獻[17]提出的多端口限流斷路器作為拓撲3,本文所提斷路器作為拓撲4,系統參數仍按表1中取值。設1 s時發生故障,保護系統完成故障定位需3 ms,故障線路UFD關斷需2 ms,1.006 s斷路器收到跳閘指令。

各結構斷路器故障電流仿真結果,如圖15所示。

圖15 各拓撲故障電流對比

拓撲1因沒有增加額外的限流措施,僅通過系統的平波電抗器、中性線電抗器進行限流,使得故障電流較大。且HDCCB采用IGBT作為換流單元,而IGBT承受浪涌電流能力、擊穿電壓遠小于晶閘管,需串并聯多個IGBT以分壓分流。

由圖15可知,拓撲2、拓撲3、拓撲4均采用電容換流,拓撲2中換流電容與限流電感串聯,為保證可靠換流,電感取值較小,限流效果一般。

拓撲3通過在限流支路設置IGBT使斷路器可在疑似故障發生時提前將電流轉移至主斷路器,從而在判斷故障發生于保護范圍內立即進行故障隔離,限流電感投入時間長,限流效果顯著。

拓撲4采用電容進行限流,限流單元于故障線路LCS關斷時投入,投入時間較長,反應于波形中為故障電流峰值較低。換流階段中限流電容與換流電容共同承擔換流任務,在波形中表現為斷路器收到跳閘指令后故障電流迅速達到峰值。

從經濟性比較,斷路器中所用電力電子器件相較其他器件費用昂貴,且除拓撲1其他拓撲均采用電容換流,因此此處主要考慮開關器件的數量。設電力電子器件選擇上文所提型號,依據各器件的承壓及通流情況,在考慮雙向分斷、母線n條出線、器件1.2倍安全裕度的情況下,計算拓撲1、2、3、4所需的器件數量,如表2所示。

由圖15可知,本文所提拓撲與幾種電容型斷路器相比,限流能力較好,故障電流峰值較傳統的HDCCB降低了20.6%,電流峰值的減小導致了斷路器分斷速度的增加。而由表2可知,本拓撲所用器件綜合所需價格較低。

5 結 論

本文提出了一種電容限流的多端口斷路器,通過電容間的配合,實現了加速換流進程,能夠快速進行故障隔離。但目前設計需要的預充電電容需要額外的充電設備,且投入工作時會略微增大故障電流。在PSCAD中搭建四端單極MMC-HVDC仿真模型,驗證了斷路器在故障隔離、重合閘的有效性。與其他斷路器拓撲進行對比分析,相較常規的單端口DCCB保護方案,該方案減少了大量電力電子器件,經濟成本更低;縮短了故障隔離時間;且在直流母線故障時具有可不中斷功率傳輸的優勢,在直流電網中表現出較好的適用性。