0 引言

基于模块化多电平换流器（modular multilevel converter，MMC）的高压直流（high voltage direct current，HVDC）输电系统具有有功功率和无功功率可独立控制、无换相失败以及可向无源负荷供电等优点，在清洁能源并网、海上平台供电等技术领域都有明显的优势[1-3]。然而，柔性直流系统的“低惯量、弱阻尼”特性，使其耐受直流故障的能力较差[4-5]，故而在实际工程中一般需采取故障电流限制措施来提高电力系统的安全可靠性。

故障电流限制器（fault current limiter，FCL）能够在识别直流侧短路故障后及时投入到限流过程中，一定程度上可减小故障电流峰值和上升率，提高直流电网故障保护系统的响应速度[6]，为直流断路器（DC circuit breaker，DCCB）限制直流故障电流提供辅助支撑[7]，增强隔离效果[8-9]。然而，当前高压大容量的直流断路器技术尚不成熟[10-11]。因此，发展直流限流技术具有重要意义。

目前，限流器主要分为两大类：超导限流器（superconducting fault current limiter，SFCL）[12-13]和基于电力电子器件的固态限流器[14-15]。其中，超导限流器存在一些固有的缺陷，正常运行时需要配置大规模的冷却装置，投资成本高且占地面积大[16]。固态限流器得益于电力电子技术的发展，在实践中很快得到了应用[17]。文献[18]通过对ABB混合式直流断路器的开断原理和过程进行分析，研究了3种类型的限流器在不同直流电压等级和开断电流的要求下，对DCCB开断过程的影响，但未对该3种类型的FCL具体投入故障回路进行深入分析。文献[19]提出电容换相的电感型限流器，来实现电感的快速投切，且在换相后出现了电感与电容同时抑制故障电流的结果，但未能重点分析该过程。文献[20-21]分别提出了相应直流故障限制器的拓扑结构，它们采用的稳态通流支路均存在较大的电压和功率损失。文献[9]通过在多端MMCHVDC系统中增加电感的方法来实现直流侧故障电流的抑制，但没有对限流特性作出详细的分析。

综上所述，针对柔性直流系统直流侧故障电流限制与开断技术研究，设计一种新型直流限制器与混合DCCB配合或结合限流电路的混合DCCB具有重要的现实意义。本文基于ABB混合式DCCB提出了2种方案，并分别从拓扑结构、限流过程分析、可行性验证及方案对比等方面进一步研究，方案能够实现直流侧故障电流限制与DCCB可靠分断。

1 MMC故障特性分析及限流需求

1.1 闭锁前换流站过电流分析

换流站闭锁前，子模块电容放电是造成该阶段过电流的主要原因，相当于发生三相短路故障，电流快速上升，两站间的功率传输迅速停止。电容放电回路如图1所示。

该阶段直流故障电流的等效放电回路（不考虑交流侧电源馈流部分）如图2所示。随着换流站子模块的投入和切除（假设子模块个数为n），所有子模块中电容C0均经放电回路放电，上下桥臂电容相当于并联连接，故等值电容Ceq是桥臂电容的2倍，用2C0/n表示；阀电抗器Ls在放电回路中串联连接，其等值电感Leq是阀电抗器电感值的2倍，用2Ls表示；每相等值电阻为Req。

在换流站子模块电容电压平衡控制作用下，每一相等效参数Ceq、Leq和Req见附录A式（A1）。电容放电回路进一步等效为RLC二阶电路，见附录A图A1。

换流站闭锁前，子模块电容的放电是一个振荡放电过程，具体推导过程见附录A式（A3）—式（A7）。最终可得直流侧发生双极短路故障时，放电电流i为

放电电流峰值Im、放电电流达到峰值的时间tm见附录A式（A10）、式（A11）。

1.2 闭锁前后换流站过电流分析

当直流侧发生故障以后，换流站可能因桥臂快速过流使其所有子模块发生闭锁，从而进入子模块闭锁后阶段。在换流站闭锁后这一阶段，放电电流为桥臂电感的续流和交流系统对短路点的馈流。桥臂上电感所储存的能量在衰减至零之前，放电电流会持续存在，所以子模块中二极管不会关断。故要求DCCB能够在MMC发生过流导致闭锁前隔离故障。所以，本文主要研究换流站闭锁前这一阶段，闭锁后阶段将不作为本文研究的重点。

通过上述对直流故障电流的推导结论可知，直流故障电流上升速度主要取决于换流站闭锁前子模块电容放电电流，该过程中系统短路回路阻抗很小，若不采取限流措施，直流故障电流在短时间内将达到数十kA。电阻、电感和电容均能起到限制电流的作用，利用电阻能够快速消耗故障时的暂态能量，直流故障电流的大小与直流电抗器电感值呈负相关关系、与限流电容值呈正相关关系，综合考虑其抑制故障电流效果，提出可行性限流措施。

2 ABB混合式直流断路器故障开断原理

直流侧双极短路故障是对MMC-HVDC系统危害较为严重的故障类型，故障电流上升速度快，短时间幅值可以达到很高水平。ABB公司的混合式DCCB仅能切除故障线路，不具限流作用。

2.1 ABB混合式DCCB拓扑结构

ABB公司已经研发出的混合直流断路器[22-23]拓扑结构如图3虚线部分所示。

其中，通流支路由超高速隔离开关（ultrafast disconnector，UFD）和辅助换流开关（load current switch，LCS）串联而成；K为机械开关；电流转移支路由n个子模块（sub-module，SM）串联构成；耗能支路由金属氧化物避雷器（metal oxide varistor，MOV）构成。

2.2 ABB混合式DCCB故障开断仿真

本文利用PSCAD/EMTDC仿真软件，对图3所示的MMC模型进行仿真验证，其中MMC采用半桥型子模块，系统参数如表1所示。设置2.0 s时刻发生双极短路故障。

从图4可看出，系统正常运行时，线路直流电流为1.5 kA，当故障电流越限20%时，DCCB开始动作，故障开断的短路电流峰值达到6.8 kA，电流上升率约为883 A/ms，经25.2 ms电流衰减至零。从图5可看出，DCCB两端端电压被限制在残压798 kV。短路电流在衰减的过程当中，从图6可看出，主避雷器耗能EMOV=5.5 MJ，系统能量几乎全被避雷器吸收。

3 新型直流FCL与直流断路器协调配合

3.1 新型直流FCL拓扑结构

本章提出一种新型直流FCL拓扑，配置在换流站直流侧出口处，可以起到限制故障电流的作用。图7展示了该新型直流FCL拓扑与ABB混合式DCCB的连接关系。

新型直流FCL由通流主支路和限流支路两部分构成，满足双向限流能力。其中，通流支路由L1、T1a、D2和L2、T2a、D4两部分并联组成稳态时的主电路；限流支路的组成包括：开关IGBT阀组T3（T3a、T3b）及限流电阻RFCL构成，在故障时用来限制故障电流的峰值并加快耗散系统所储存的一部分能量；快速机械开关K在稳态时闭合，故障时断开。

3.2 限流过程机理及分析

设置MMC-HVDC直流系统正常运行时线路电流方向由左至右，双极短路故障发生在直流FCL右端。其中，换流站出口处直流母线电流记为idc，直流系统电压记为Udc，IGBT阀组T1由T1a、T1b串联组成，IGBT阀组T2由T2a、T2b串联组成，晶闸管阀组T3由T3a、T3b反并联构成。下面以单端换流站为例分析。

1）当系统正常运行时，K保持闭合状态，晶闸管阀组T3处于断开状态，且触发IGBT阀组T1、T2导通；DCCB内部UFD闭合，LCS模块导通。线路电流经过FCL通流主支路L2、T2a、D4和L1、T1a、D2两条路径及DCCB低损耗通流支路，电感L1、L2在直流系统处于稳态时相当于短路，此时直流电流并没有经过吸能电阻RFCL，FCL和DCCB通流支路产生的损耗非常小（可忽略不计），因此不影响系统的正常运行，该稳态过程电流流向如图8所示。

简单来说，系统在正常运行下FCL呈现低阻态。即FCL等效电阻

2）双极短路故障发生后，该过程电流流向如图9虚线所示。

故障发生后，FCL未投入系统前，因限流电感L1、L2的存在，故障初期短路电流的上升率得到有效抑制。FCL投入系统后，当故障电流达到设定阈值时，立即给IGBT阀组T1、T2触发信号，使其处于闭锁状态，且向T3触发导通信号、向DCCB发出分闸信号。此时，FCL中的L1和L2退出限流电路，限流电阻RFCL被串进故障回路中，避雷器随后也开始耗能。其中，RFCL和避雷器会耗散故障时的暂态能量，进一步缩短了DCCB分断故障电流的时间，并抑制了故障电流的峰值。

系统在故障情况下FCL呈现高阻态。此时，FCL等效电阻

故障状态下FCL投入（限流电感退出回路）后的等效回路如图10所示。

由基尔霍夫电压定律（Kirchhoff voltage law，KVL）得到等效电路的解析式为

式中：Udc为直流电压；Ls为换流站等效电感；Ldc为换流站出口的平波电抗器；Rs为换流站等效电阻；idc为直流电流；RFCL为FCL的吸能电阻；kUMOV为DCCB中避雷器两端的近似电压，其中k为常数。

解出线路电流方程为

式中：I0为故障电流的最大峰值。

吸能电阻RFCL吸收的能量可以表示为

式中：t′、t"为故障过程的始末两个时刻 。

故障时，FCL退出的限流电感L1、L2所暂时储存的这部分磁场能量不需要被断路器消耗。故，因限流器退出而减小的断路器耗能Esave为

由图10等效电路可以看出，系统能量由阻尼电阻和避雷器共同吸收，可表示为

式中：Eshort为故障后短路回路所储存的能量。

3）最后，电流衰减至零，快速机械开关K断开，整个限流过程结束。此时，故障得到有效隔离。

3.3 开断仿真分析

为说明本章所提新型直流FCL拓扑的可行性与有效性，利用PSCAD/EMTDC仿真软件，基于图7所示的MMC模型进行仿真验证，系统参数如表1所示。设定限流参数：FCL中的限流电感L1=L2=0.12 H，限流电阻RFCL=260 Ω。设置2.0 s时刻发生双极短路故障。

由于增加了限流电路，故障电流在越限20%时，即2.001 6 s时刻DCCB接收到分闸指令，同时FCL投入；2.002 s时刻DCCB分断完成，idc的峰值立即减小，从图11中可以看到故障电流峰值达2.90 kA，电流上升率约为439 A/ms；2.006 s时刻故障电流下降至零。

由图12可知，直流断路器开断电压为776 kV，起到更好的保护作用。

图13展示了能量耗散情况，其中限流电路中的吸能电阻耗散能量为3.78 MJ，DCCB中的主避雷器耗散能量为0.96 MJ。

3.4 限流效果分析

为直观表明限流能力，将仅ABB混合式DCCB和增加新型FCL与其配合后的故障电流进行对比，如表2所示。因ABB混合式DCCB不含限流结构，所以故障电流峰值最大，故所提新型FCL与ABB混合式DCCB配合后，故障电流的峰值下降了57.4%，电流的上升率降低约50.3%，且故障电流衰减至过零点的时间缩短了19.2 ms。

表2也展现了增加新型FCL前后，DCCB中避雷器及限流电路中吸能电阻能量耗散具体情况。在短路故障发生后，FCL动作前，限流电感L1、L2相当于短路存在于电路中，当故障电流达到设定阈值时，FCL动作，立即给IGBT阀组T1、T2触发闭锁信号，在闭锁延迟的这段时间内限流电感进行了短暂的储能，如式（8）所示；随后，限流电感由稳态时的并联，变为故障后的退出回路，使得这部分能量不被DCCB消耗；其次，一部分能量被限流电阻耗散，线路电流衰减至零的时间缩短，直流侧提供的能量降低，故而避雷器吸收能量显著降低。从表2可看到，避雷器吸收能量由5.5 MJ降为0.96 MJ，吸能电阻耗散能量为3.78 MJ，总吸能由5.5 MJ降低至4.74 MJ，有效减小了开断故障电流对避雷器的压力。

通过上述对比分析可知，本章所提新型FCL与DCCB配合的方案能在很大程度上减少DCCB的设计成本，提高DCCB的分断可靠性。

4 结合限流电路的混合直流断路器

4.1 结合限流电路的混合DCCB拓扑结构

通常来说DCCB仅具备故障隔离作用，不具备限流能力，结合限流电路的DCCB恰好弥补了这一问题。本章在ABB公司已经研发出的混合DCCB的基础上，提出一种结合限流电路的混合DCCB拓扑（如图14所示），配置在换流站直流侧出口处。其拓扑结构除了由低损耗通流主支路、电流转移支路及耗能支路三部分并联而成外，还引入了电感限流回路、电容放电回路及电阻-电容缓冲支路，从而达到快速切除直流故障的目的。

低损耗通流主支路由辅助换流开关LCS、超高速隔离开关UFD及电感限流回路三部分组成。在限流电感两端并联反向二极管和吸能电阻构成限流回路，起加快衰减故障电流的作用。

电流转移支路在由n个子模块串联构成的基础上，引入了由耗能电阻R和限流电容C串联构成的缓冲支路。因转移支路IGBT的瞬时过流能力有限且较大的过电流会对其造成冲击，所以引入了缓冲支路。限流电容C与电阻R、r2构成放电回路。

耗能支路由金属氧化物避雷器构成。

4.2 动作过程理论分析

双极短路故障发生在DCCB右端，假设该过程线路电流从左至右流入。其中，换流站出口处直流母线电流记为i，直流系统电压记为Udc，LCS由T1a、T1b串联组成，晶闸管阀组V1由V1a、V1b反并联构成。下面以单端换流站为例分析。

当系统正常运行时，UFD保持闭合状态，LCS处于导通状态，电流流经低损耗通流支路，限流电感L1、L2对于系统稳态时相当于短路，故而通流支路产生的损耗非常小（可忽略不计），因此不影响系统的正常运行，该稳态过程电流流向如图15所示。

t0时刻发生双极短路故障，此后断路器动作过程如下。

1）t0时刻故障发生后，电流迅速上升，此时故障电流继续流经低损耗通流主支路，限流电感在故障初期抑制直流短路电流的上升率。故障初期直流侧等效电路如图16所示，该阶段电感L（此处L为L1、L2的等效电感）和L′起到抑制故障电流的作用，由KVL可得表达式见附录B式（B1），整理后得式（10）。

记L′+ L=L′，则式（10）整理后得

假设该阶段故障瞬间初始条件为Udc(t0)=U0，i1(t0)=I0，得到故障初期电流i1表达式为

式中：A、θ、σ及ω″的表达见附录A式（A12）。

2）t1时刻，装置检测到短路电流超过动作设定值，低损耗通流支路和电流转移支路分别闭锁和导通；关断LCS模块，并且给UFD发出分闸指令，使其完成触头的分断。此时，故障电流将流过缓冲支路及T2,…,Tn构成的电流转移支路。

3）t2时刻，故障电流完全转移到电流转移支路，如图17所示。电流流过限流电容C进行充电，电阻r1、R耗散系统中的一部分能量，从而减少了避雷器需耗散的能量。

这一阶段，故障电流流过限流电容和吸能电阻串联的缓冲支路，电流完全转移至电流转移支路的等效电路如图18所示。该阶段R"为R、r1的等效电阻，L为L1、L2的等效电感。由KVL可得表达式见附录B式（B2），整理后得式（14）。

该过程中，电容C进行储能、电感L储存的磁场能量可以分别表示为EC和EL，电阻R吸能为ER：

4）t3时刻，闭锁转移支路中的IGBT，晶闸管阀组V1a、V1b处于导通状态，故障电流流向耗能支路避雷器组，直至故障切除，如图19中红色虚线所示；同时，限流回路中的r0耗散电感L1所储存的能量，限流电容C经耗能电阻构成回路进行放电，如图19中蓝色虚线所示。

这一阶段，故障电流流经耗能支路避雷器，未流向r1支路，其等效电路如图20所示。由回路方程可得式（16），整理后得式（17）。

式中：i3(t)、UL'(t)、UL(t)及UC与Udc的表达见附录A式（A13）。kUMOV为DCCB中避雷器MOV两端的近似电压，其中k为常数。

在该过程中，电感限流回路中的电阻r1会吸收限流电感存储的一部分能量；耗能支路避雷器投入后，要吸收系统能量及感性元件所存储的剩余能量。换言之，该过程内储能元件损失的能量等于耗能元件（电阻和避雷器）吸收的能量，限流电容所构成的回路通过电阻R和r2实现放电过程。

5）t4时刻，故障电流能量通过电感限流回路、电阻-电容缓冲支路、限流电容放电回路及耗能支路避雷器组完全耗散。当流经晶闸管阀组V1a、V1b的电流为零时，V1a、V1b自动断开，该断路器的动作过程完成，即故障隔离过程结束。

4.3 开断仿真分析

为说明本章所提结合限流电路的混合DCCB拓扑的有效性与可行性，通过PSCAD/EMTDC仿真软件，基于图21所示的模型对其进行仿真验证，系统参数如表1所示。设定限流参数：限流电感L1=L2=0.03 H， 限流电阻R=120 Ω，r0=r1=30 Ω，r2=40 Ω。设置2.0 s时刻发生双极短路故障。

故障电流越限20%时，即2.001 8 s时刻DCCB接收到动作指令，限流电路投入；2.002 s时刻DCCB分断完成；2.006 2 s时刻故障电流下降至零。

从图22可看到故障电流的峰值达2.85 kA，电流的上升率约为613 A/ms，经6.2 ms到过零点；故障电流在整个衰减的过程当中始终低于3 kA。

由图23可知，直流断路器开断电压为782 kV，低于残压800 kV。

限流电容电压如图24所示，其逐渐增大，弥补了电抗器电压的衰减量，保证了故障回路的电压支撑。此外，电容所储存的能量，通过其放电回路被电阻R和r2耗散，不会加剧故障电流，有利于缩短故障切除的时间。

图25为所提混合DCCB拓扑结构中器件两端端电压。可看出，晶闸管组T1承受的电压峰值为586 kV ，LCS中晶闸管组V1承受的电压峰值为398 kV 。图26为拓扑结构中避雷器与限流电阻能量耗散的情况，其中主避雷器耗能为2.32 MJ，限流电阻R耗能1.80 MJ，电阻r1、r2耗散能量分别为0.36 MJ、0.30 MJ。

4.4 限流效果分析

为了直观表明限流能力，将仅ABB混合式DCCB和结合限流电路的混合DCCB的故障电流进行对比，如表3所示。

本章所提结合限流电路的混合DCCB，较仅ABB混合式DCCB，故障电流的峰值下降约58.1%，电流的上升率降低约30.6%，且故障电流衰减至过零点的时间缩短了19 ms。

在故障初期，限流电感所储存的一部分能量会被电感限流回路中的电阻耗散，其大小为Er0、Er1。其次，故障电流流经转移支路时，会流过该支路的限流电阻R和电容C，限流电阻会耗散该支路故障电流的一部分能量。同时，限流电容参与了该支路的储能过程，这样能够减小对转移支路IGBT的电流冲击。最后，限流电容储存的能量通过其引入的电容-电阻回路进行放电。因此，避雷器吸收能量显著降低。

通过上述对比分析，验证了本章提出的结合限流电路的混合DCCB方案能够有效地限制故障电流并降低避雷器耗能。

5 限流方案对比分析

针对直流侧故障电流的限制措施，将仅ABB混合式DCCB传统方案（方案1）、本文第3章所提新型FCL与ABB混合式DCCB配合方案（方案2）及第4章所提结合限流电路的混合DCCB方案（方案3）进行对比，分析其限流能力、经济性及适用场合三个方面。

5.1 限流能力

通过对3种方案进行对比分析，其限流能力比较如表4所示。

其中，方案1对故障电流可独立完成故障切除，但不具有限制电流作用。方案2提出的新型直流FCL对故障电流仅具有限制作用，无法独立完成故障清除，需要配合DCCB切断故障线路。方案3将限流电路集成到DCCB中，不但具有限制电流作用，而且能够及时切除故障。本文所提2种方案对故障电流均具有良好的限制效果。

5.2 经济性

相较于传统方案1，加装方案2中的FCL或方案3中的限流电路，将使直流断路器的开断电流降低到一定水平，大幅降低断路器的制造难度和造价。

从本文所提2种方案拓扑结构来看：首先，新型FCL与ABB混合式DCCB配合的方案2，未共用低损耗通流支路，而方案3共用低损耗通流支路，故方案3较方案2减少了LCS中相应的器件数量；其次，方案3较方案2少用一组双向开关阀组T2a、T2b；最后，方案3虽然在换流支路增加了限流电阻、电容，但其造价相对较低。因此，单纯从器件使用数量及造价上考虑，方案3具备经济性优势。

5.3 适用场合

通过本文所提2种方案与传统方案1对比分析可知，方案2适用于已经投入使用的柔性直流输电工程，随着柔性直流输电电压等级与故障电流的不断提高，只需在已投运柔性直流输电工程的DCCB端考虑添加方案2中的新型FCL，就能够提高DCCB所承受的开断电流应力，减少该实际输电工程中对DCCB的更换成本。方案3更加适用于还未投入使用的柔性直流输电工程，或因直流电网的实际需要对DCCB进行更新换代，方案3作为一条可行的技术途径，不仅可靠性高，而且还可以节约成本，具有一定经济性优势。

6 结论

针对柔性直流输电系统直流故障电流发展速度快、开断困难的现状，本文在已有混合直流断路器的基础上，提出了新型直流FCL与直流断路器协调配合、结合限流电路的混合直流断路器2种可行性方案。利用PSCAD/EMTDC仿真软件建模，验证了所提方案的可行性与有效性。主要结论如下。

1）新型直流FCL与直流断路器协调配合中的新型FCL，其通流主支路采用IGBT阀组，限流支路采用晶闸管阀组；结合限流电路的混合直流断路器中的限流电路与直流断路器共用通流支路，较为节省成本。

2）新型直流FCL与直流断路器协调配合相较传统方案，直流故障电流峰值降低了57.4%，电流上升率降低了50.3%，且故障电流衰减至过零点的时间缩短至6 ms，进一步降低了避雷器残压。结合限流电路的混合直流断路器相较传统方案，其故障电流峰值降低58.1%，电流上升率降低了30.6%，同时故障电流衰减至过零点的时间缩短至6.2 ms，从而达到快速切除直流故障的目的。

3）在配合直流断路器工作时，本文提出的2种方案均能够显著降低避雷器耗能，同时也可以有效降低故障电流对避雷器的压力，具备可靠性优势。

4）本文所提2种方案的拓扑结构简单，通过对限流能力、经济性及适用场合三方面对比分析可知，2种方案各具优点，均有明显的工程应用价值和现实意义。

附录A 闭锁前换流站过电流公式推导

换流站闭锁前，直流故障电流的等效放电回路（不考虑交流侧电源馈流部分）如正文图2所示。且在其子模块电容电压平衡控制作用下，每一相参数Ceq、Leq和Req等效为

式中：Ron_i、Ron_d分别为IGBT和二极管的导通电阻。

电容放电回路进一步等效为RLC二阶电路，如图A1所示，R′、L′和C′分别为桥臂的等效电阻值、电感值和电容值

式中：Rl、Ll分别为线路的等效电阻值、电感值，Rf为双极短路故障接触电阻。

换流站闭锁前，子模块电容的放电是一个振荡放电过程。电路初始条件为

式中：Udc为换流器直流侧电压，Id为单相桥臂上稳态时的电流值。

由图A2可知，放电过程的数学模型可以被描述为

在实际系统中，IGBT和二极管的导通电阻非常小，且直流线路的等效电阻Rl也非常小，故R'通常远小于式（A4）的特征根是一对共轭复根，为

式中：σ =R ′ 2 L′为衰减系数，为振荡角频率，一般则

式中：ω为固有振荡角频率。

直流侧发生双极短路故障时，可认为Rl=0，Ll=0，Rf=0。由式（A4）可得放电电流i为

直流侧发生双极短路故障时，可认为Rl=0，Ll=0，Rf=0。令则式（A7）可改写为

进一步可得放电电流峰值Im、放电电流达到峰值的时间tm为

附录B 结合限流电路的混合DCCB公式推导

t0时刻故障初期，由KVL得到直流侧等效电路的表达式为

t3时刻，故障电流流过限流电容和吸能电阻串联的缓冲支路，由KVL可得