文衛(wèi)兵，魏爭(zhēng)，賴佳祥，石巖，楊勇，王加龍

(1. 國(guó)網(wǎng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院有限公司, 北京市 102209；2. 美國(guó)亞利桑那州立大學(xué)艾爾·富爾頓工程學(xué)院，美國(guó)亞利桑那州坦佩 85282)

0 引 言

大力推進(jìn)新能源開發(fā)利用是實(shí)現(xiàn)能源結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型、保障國(guó)家能源安全的重要途徑。但是，風(fēng)電、光伏等新能源發(fā)電波動(dòng)性大、可控性弱，并網(wǎng)送出面臨巨大技術(shù)挑戰(zhàn)。柔性直流電網(wǎng)不僅可以發(fā)揮柔性直流輸電在新能源開發(fā)、利用上的技術(shù)優(yōu)勢(shì)，還可實(shí)現(xiàn)多電源供電和多落點(diǎn)受電，通路冗余性強(qiáng)，非常適合解決大規(guī)模新能源并網(wǎng)和送出難題[1-2]。然而，柔性直流電網(wǎng)具有低慣性、弱阻尼特征[3]，直流側(cè)故障發(fā)展速度極快，易導(dǎo)致柔性直流換流閥等設(shè)備損壞。通過交流斷路器或全橋換流器處理柔性直流電網(wǎng)中的直流側(cè)故障，會(huì)在一段時(shí)間內(nèi)導(dǎo)致電網(wǎng)中故障極全部換流器功率傳輸中斷[4]，進(jìn)而造成孤島接入柔性直流電網(wǎng)的新能源電場(chǎng)出現(xiàn)大面積風(fēng)機(jī)無序脫網(wǎng)等嚴(yán)重后果。直流斷路器能夠快速開斷直流短路電流，選擇性隔離故障元件，維持柔性直流電網(wǎng)功率輸送，是突破上述瓶頸的有效甚至唯一技術(shù)手段[5]。

直流斷路器主要分為機(jī)械式、固態(tài)式和混合式3類[6]。其中，混合式因通態(tài)損耗小、無電弧燒蝕、易于同時(shí)實(shí)現(xiàn)高換流速度和高可靠性而受到廣泛關(guān)注[6-10]。柔性直流電網(wǎng)直流側(cè)故障下，混合式直流斷路器所承受故障電流的發(fā)展速度可達(dá)每毫秒數(shù)千安。研究該場(chǎng)景下混合式直流斷路器暫態(tài)電流特性，對(duì)于直流斷路器主支路、轉(zhuǎn)移支路中電力電子閥組的設(shè)計(jì)及器件選型具有重要的指導(dǎo)意義。

針對(duì)柔性直流系統(tǒng)直流側(cè)故障下的暫態(tài)電流特性，文獻(xiàn)[11]分析了柔性直流換流閥直流雙極短路的故障機(jī)制，文獻(xiàn)[12]分析了柔性直流系統(tǒng)的直流側(cè)故障原理及浪涌電流計(jì)算方法。但上述文獻(xiàn)未考慮柔性直流電網(wǎng)中的短路電流特性。文獻(xiàn)[13]研究了柔性直流系統(tǒng)雙極短路故障電流計(jì)算方法，并將結(jié)論延伸至直流電網(wǎng)；文獻(xiàn)[14]提出了柔性直流電網(wǎng)單極接地、單極接中性線故障下的暫態(tài)電流分析方法；文獻(xiàn)[15]提出了一種直流電網(wǎng)極間短路故障電流計(jì)算方法，通過建立故障矩陣實(shí)現(xiàn)各支路暫態(tài)電流計(jì)算；文獻(xiàn)[16]提出了一種真雙極柔性直流電網(wǎng)單極接地短路電流計(jì)算方法。但上述研究未考慮短路故障后柔性直流電網(wǎng)真實(shí)控制保護(hù)邏輯和各交、直流斷路器的復(fù)雜動(dòng)作時(shí)序，以及由此導(dǎo)致的直流斷路器暫態(tài)電流流通路徑和幅值變化率隨時(shí)間變化的情況。而在真實(shí)控制保護(hù)邏輯下，直流斷路器暫態(tài)電流通路和變化率均具有時(shí)變特性。目前尚無針對(duì)真實(shí)控制保護(hù)邏輯下直流斷路器暫態(tài)電流特性的相關(guān)研究。

針對(duì)上述問題，本文以張北±500 kV柔性直流電網(wǎng)工程為背景，基于真實(shí)控制保護(hù)邏輯，對(duì)500 kV混合式直流斷路器暫態(tài)電流特性進(jìn)行研究，分析柔性直流電網(wǎng)保護(hù)動(dòng)作各階段下的故障等效電路，推導(dǎo)各階段直流斷路器暫態(tài)電流的計(jì)算表達(dá)式，給出各支路暫態(tài)電流應(yīng)力典型波形及柔性直流電網(wǎng)主回路參數(shù)對(duì)其影響規(guī)律。針對(duì)直流斷路器主支路暫態(tài)電流應(yīng)力嚴(yán)酷問題，提出一種基于換流站內(nèi)阻尼電阻的暫態(tài)電流抑制方法。最終通過電磁暫態(tài)仿真對(duì)理論分析結(jié)果和所提出方法進(jìn)行驗(yàn)證。

1 混合式直流斷路器工作機(jī)理

混合式直流斷路器結(jié)構(gòu)如圖1所示，由主支路、轉(zhuǎn)移支路和耗能支路三部分組成。主支路由快速機(jī)械開關(guān)S和小規(guī)模電力電子開關(guān)Q1串聯(lián)構(gòu)成。轉(zhuǎn)移支路由大規(guī)模電力電子開關(guān)Q2構(gòu)成。耗能支路由金屬氧化物非線性電阻器(metal oxide varistors, MOV)單元串并聯(lián)構(gòu)成。Q1和Q2均為子單元串并聯(lián)結(jié)構(gòu)，子單元中開關(guān)器件通常采用絕緣柵雙極性晶體管(insulated gate bipolar transistor，IGBT)。

圖1 混合式直流斷路器拓?fù)?/p>

混合式直流斷路器開斷過程中，主支路、轉(zhuǎn)移支路和耗能支路電流i1、i2、i3及端間電壓u的波形如圖2所示。故障前，主支路承擔(dān)穩(wěn)態(tài)電流。t=0時(shí)故障發(fā)生，i1開始增大。To時(shí)刻直流斷路器接到分閘指令，閉鎖Q1，導(dǎo)通Q2，電流向轉(zhuǎn)移支路轉(zhuǎn)移。換流完成后，i2逐漸增大，S在零電流下開始無弧分?jǐn)?。Tb時(shí)刻S各串聯(lián)斷口達(dá)到可耐受恢復(fù)電壓的開距，閉鎖Q2，電流向耗能支路轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致u升高。換流完成后，u達(dá)到最大值，i3逐漸減小，MOV吸收能量，并最終實(shí)現(xiàn)直流開斷。

圖2 混合式斷路器各支路電流和電壓波形示意圖

2 柔性直流電網(wǎng)結(jié)構(gòu)及故障工況

張北±500 kV柔性直流電網(wǎng)工程采用半橋模塊化多電平換流器和雙極接線方式，如圖3所示。換流站1、2為送端，3、4為受端。以站1正極為例，主接線如圖4所示。相鄰兩站極母線和中性母線分別通過極線路和金屬中線聯(lián)接。換流站4中性母線接地。

圖3 四端柔性直流電網(wǎng)的網(wǎng)架結(jié)構(gòu)

圖4 站1正極主接線

以圖4中線路4上的直流斷路器為例：若故障發(fā)生在直流斷路器站1側(cè)，則斷路器暫態(tài)電流主要由遠(yuǎn)端的站4等饋入；若故障發(fā)生在線路4側(cè)，其暫態(tài)電流主要由近端的站1等饋入。因此，線側(cè)故障下直流斷路器的暫態(tài)電流更加嚴(yán)酷。線側(cè)故障包括單極接地、單極對(duì)金屬中線短路和雙極接地，三者的故障等效回路結(jié)構(gòu)相同，僅回路中阻抗大小不同，因此暫態(tài)電流變化規(guī)律相同。不失一般性，本文以直流斷路器線側(cè)單極對(duì)金屬中線短路為例進(jìn)行分析，故障位置如圖4所示。定義距離該故障最近的直流斷路器為本級(jí)直流斷路器，如圖4所示，本文主要研究本級(jí)直流斷路器暫態(tài)電流。與本級(jí)直流斷路器位于同一極母線上的為下級(jí)直流斷路器。

上述故障后，應(yīng)依靠本級(jí)直流斷路器切除故障線路，健全元件不停運(yùn)。此時(shí)，多站短路電流經(jīng)本級(jí)直流斷路器匯入故障點(diǎn)，在該斷路器上產(chǎn)生嚴(yán)酷的暫態(tài)電流。此外，類比于交流電網(wǎng)，對(duì)于柔性直流電網(wǎng)故障后本級(jí)直流斷路器失靈的情況，應(yīng)利用相鄰的故障隔離設(shè)備清除故障[17]，即跳開下級(jí)直流斷路器、閉鎖近端換流器并跳開進(jìn)線交流斷路器。此過程中，失靈直流斷路器在較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)耐受嚴(yán)酷的暫態(tài)電流。因此，需針對(duì)故障后本級(jí)直流斷路器正常動(dòng)作和失靈的工況，對(duì)其暫態(tài)電流特性進(jìn)行分析。

3 理論分析

3.1 正常動(dòng)作直流斷路器的暫態(tài)電流特性

3.1.1 單個(gè)換流器引起的直流斷路器暫態(tài)電流

設(shè)穩(wěn)態(tài)下線路1通道退出，站1正極換流器僅由線路4輸送功率。圖4中故障發(fā)生后，由于柔性直流電網(wǎng)繼電保護(hù)和直流斷路器動(dòng)作速度較快，Tb通常僅為6～7 ms[17-18]。此過程中換流器不閉鎖，等效為RLC串聯(lián)電路[13]。故障等效電路如圖5所示。圖中：Ron為單橋臂開關(guān)管導(dǎo)通電阻之和；C為子模塊電容；RTL和LTL為故障回路所含極線路和金屬中線等效總電阻和總電感；Req=2Ron/3+RTL;Leq=2Lb/3+Lp+LTL+Ln;Ceq=6C/N；Lb、Lp、Ln分別為橋臂電抗、極線限流電抗和中性線限流電抗的電感值。

圖5 單個(gè)換流器引起直流斷路器暫態(tài)電流的故障等效電路

設(shè)故障發(fā)生時(shí)刻t=0，等效電容的初始電壓為換流器端口穩(wěn)態(tài)電壓Udc，回路初始電流為線路4穩(wěn)態(tài)電流I0。求解電容電壓uc和直流斷路器電流i可得：

(1)

式中：Req和Leq分別為故障等效電路中的電阻和電感，如圖5所示。

通常Req較小，ω0?δ，在毫秒級(jí)時(shí)間Tb內(nèi)可忽略i(t)指數(shù)衰減項(xiàng)，由式(1)可得：

(2)

圖5中的電感和電容在H和mF量級(jí)，I0在kA級(jí)，duc/dt約為數(shù)kA/ms。在Tb內(nèi)Udc?|duc|，可認(rèn)為cos(ω0t)=1，sin(ω0t)=ω0t。代入式(2)，可得單個(gè)換流器引起的直流斷路器暫態(tài)電流：

(3)

Q2閉鎖后，式(3)中i(t)因MOV投入由上升轉(zhuǎn)為下降。

3.1.2 柔性直流電網(wǎng)中的直流斷路器暫態(tài)電流

設(shè)穩(wěn)態(tài)下電網(wǎng)各元件正常運(yùn)行，t=0時(shí)發(fā)生圖4所示故障。在Tb內(nèi)，各換流站放電規(guī)律與3.1.1節(jié)分析相同，由此得到圖6所示的柔性直流電網(wǎng)故障等效電路，電路滿足線性疊加原理，本級(jí)直流斷路器總電流為故障前穩(wěn)態(tài)值I0_DCB與故障后各換流站對(duì)暫態(tài)電流增量的貢獻(xiàn)之和，即：

圖6 0≤t≤Tb時(shí)的柔性直流電網(wǎng)等效電路

(4)

式中：I0_DCB為故障前本級(jí)直流斷路器總穩(wěn)態(tài)電流；kjUdct為各站對(duì)暫態(tài)電流增量的貢獻(xiàn)，j為換流站編號(hào)，kj由j站向直流斷路器饋入電流通路中的等效電感決定，電感越小則kj越大。i(t)波形如圖7所示。

圖7 直流斷路器正常動(dòng)作情況下的暫態(tài)電流波形示意圖

由于故障點(diǎn)將線路4隔離成兩段，使得相比于換流站1饋入電流的通路，站3和站4饋入電流通路的路程更遠(yuǎn)，包含電抗更多，回路電感更大，對(duì)應(yīng)產(chǎn)生的電流分量遠(yuǎn)小于站1提供的分量，因此式(4)中站3和站4電流分量k3Udct和k4Udct可忽略。

式(4)中i(t)在Tb時(shí)刻達(dá)到峰值Ip，該值為轉(zhuǎn)移支路元件需承受的峰值和開斷電流應(yīng)力，也是確定Q2中IGBT并聯(lián)數(shù)的主要依據(jù)。由于Tb和Udc為確定值，Ip僅由I0_DCB和故障通路等效電感決定。

3.2 失靈直流斷路器的暫態(tài)電流特性

設(shè)穩(wěn)態(tài)下電網(wǎng)各元件正常運(yùn)行，t=0時(shí)發(fā)生圖4中故障，且本級(jí)直流斷路器失靈。失靈斷路器暫態(tài)電流i(t)主要由各站經(jīng)該斷路器饋入故障點(diǎn)的短路電流疊加而成。如前所述，主要針對(duì)站1和站2的貢獻(xiàn)進(jìn)行分析。柔性直流電網(wǎng)動(dòng)作時(shí)序如圖8所示。

圖8 直流斷路器失靈情況下的動(dòng)作時(shí)序

i(t)的發(fā)展過程分為5個(gè)階段。第1—5階段中的柔性直流電網(wǎng)故障等效電路分別如圖9(a)—(e)所示。

圖9 直流斷路器失靈情況下的柔性直流電網(wǎng)故障等效電路

第1階段為0≤t≤T1，各元件均未動(dòng)作，此時(shí)有：

i(t)=k1Udct+k2Udct+I0_DCB

(5)

第2階段為T1

(6)

第3階段為T2

(7)

式中：Umov為MOV投入時(shí)的端電壓，約為1.5Udc，用以制造反壓，快速開斷電流。因此，站2提供的電流分量(等式右側(cè)第2項(xiàng))快速減小，其衰減速度通常高于站1饋入電流上升速度，使得總電流i(t)開始減小。

第4階段為T3

(8)

站2提供的電流分量在T3時(shí)刻降為0，此后維持在0(下級(jí)斷路器完全斷開)，T3后僅剩站1提供的上升電流分量，因此第4階段中i(t)逐漸增大。

第5階段為T4

(9)

i(t)對(duì)應(yīng)波形如圖10所示，在T2達(dá)到峰值(或拐點(diǎn))Ip1，在T4達(dá)到峰值Ip2，在T5降回額定值IN。

圖10所示i(t)即為失靈直流斷路器主支路需承受的短時(shí)電流應(yīng)力，也是確定主支路元件并聯(lián)數(shù)的主要依據(jù)。短時(shí)電流應(yīng)力主要對(duì)主支路元件造成熱效應(yīng)的考驗(yàn)，i(t)產(chǎn)生的熱效應(yīng)可表示為：

圖10 直流斷路器失靈情況下暫態(tài)電流波形示意圖

(10)

3.3 直流斷路器暫態(tài)電流應(yīng)力抑制措施

如前所述，為抑制直流斷路器暫態(tài)電流i(t)，即減小特征參數(shù)Ip、Ip1、Ip2和T5，需改變I0_DCB或柔性直流電網(wǎng)中的電感、電阻值。由式(5)—(9)和圖7、10可知：

1)增大柔性直流電網(wǎng)主回路中的電感，可降低i(t)上升速度，由于保護(hù)動(dòng)作時(shí)間已確定，最終可減小Ip、Ip1、Ip2。但增大電感也會(huì)降低i(t)下降速度，因此無法確保主支路短時(shí)電流持續(xù)時(shí)間T5減小。

2)減小電流I0_DCB可起到減小峰值Ip、Ip1、Ip2的作用；但由于I0_DCB相對(duì)較小，在長(zhǎng)時(shí)間尺度下早已逐漸衰減到零，因此改變I0_DCB對(duì)于長(zhǎng)達(dá)秒級(jí)的主支路短時(shí)電流持續(xù)時(shí)間T5的影響較小。

可見，增大回路電感和減小I0_DCB難以改善T5。T5過長(zhǎng)將導(dǎo)致主支路熱效應(yīng)嚴(yán)酷，影響設(shè)備安全運(yùn)行，導(dǎo)致元件性能要求和設(shè)備造價(jià)大幅提升。

為此，本文提出在換流站內(nèi)增加阻尼電阻抑制直流斷路器主支路暫態(tài)電流應(yīng)力的方法。所增加阻尼電阻的配置方法如圖11所示，在換流閥每個(gè)橋臂上，新增阻尼電阻Rb與IGBT-二極管對(duì)并聯(lián)，之后與橋臂閥組串聯(lián)。新增阻尼電阻投入策略如下：

圖11 新增阻尼電阻工作狀態(tài)

1)電壓源型換流器(voltage sourced converter, VSC)閥運(yùn)行時(shí)，阻尼電阻并聯(lián)的IGBT-二極管對(duì)導(dǎo)通，將電阻旁路，避免其產(chǎn)生穩(wěn)態(tài)損耗；

2)一旦VSC閥閉鎖，則立刻閉鎖阻尼電阻并聯(lián)IGBT，將阻尼電阻投入。

對(duì)于故障后直流斷路器失靈工況，新增阻尼電阻對(duì)斷路器主支路暫態(tài)電流的抑制作用分析如下：

1)站1中的阻尼電阻在T1時(shí)刻站1換流閥閉鎖的同時(shí)投入。此后，T1

2)在T4

圖12 T4

類似前述第5階段，i(t)處于續(xù)流狀態(tài)，續(xù)流電流在橋臂中方向?yàn)樽韵露?，因此阻尼電阻不?huì)被其并聯(lián)的IGBT-二極管對(duì)所旁路。此時(shí)i(t)為：

(11)

對(duì)比式(9)和(11)可知，由于2Rb/3?Req，增加阻尼電阻后可使直流斷路器主支路暫態(tài)電流在此階段的衰減速度大幅增加，從而有效減小電流持續(xù)時(shí)間T5。

4 仿真驗(yàn)證與分析

4.1 計(jì)算條件

為驗(yàn)證理論分析結(jié)果，基于PSCAD仿真平臺(tái)搭建圖3和圖4所示的四端柔性直流電網(wǎng)模型，各站主要參數(shù)如表1所示。線路1—4的長(zhǎng)度為50、210、190和220 km，各線路正負(fù)極線及金屬中線同塔布置。

表1 PSCAD模型中柔性直流電網(wǎng)各換流站主要參數(shù)

基本計(jì)算條件為：故障前柔性直流電網(wǎng)無元件退出；除特殊說明外各站滿功率運(yùn)行；t=0時(shí)發(fā)生圖4所示故障。本級(jí)直流斷路器正常動(dòng)作和失靈情況下，保護(hù)動(dòng)作時(shí)序如前所述，具體動(dòng)作時(shí)間如表2所示。

表2 保護(hù)及設(shè)備動(dòng)作時(shí)間

4.2 直流斷路器暫態(tài)電流特性驗(yàn)證

直流斷路器正常動(dòng)作情況下，本級(jí)直流斷路器各支路暫態(tài)電流特性的仿真結(jié)果如圖13所示，與3.1.2節(jié)分析一致：故障后，本級(jí)直流斷路器主支路電流線性增長(zhǎng)；接到分閘指令后，電流轉(zhuǎn)入轉(zhuǎn)移支路并繼續(xù)增長(zhǎng)，隨后在Q2閉鎖時(shí)達(dá)到峰值Ip；之后電流轉(zhuǎn)入耗能支路并開始下降。

圖13 直流斷路器正常動(dòng)作情況下暫態(tài)電流仿真結(jié)果

直流斷路器失靈情況下，主支路暫態(tài)電流特性的仿真結(jié)果如圖14所示，與3.2節(jié)分析一致：失靈直流斷路器在故障后快速增長(zhǎng)，在T1時(shí)刻換流器閉鎖后增速變慢；在T2時(shí)刻下級(jí)直流斷路器MOV投入后開始減小并出現(xiàn)峰值i(T2)=Ip1，在T3時(shí)刻線路1電流降為0后緩慢回升，在T4時(shí)刻出現(xiàn)峰值i(T4)=Ip2，隨后呈指數(shù)衰減。

圖14 直流斷路器失靈情況下暫態(tài)電流仿真結(jié)果

4.3 柔性直流電網(wǎng)參數(shù)對(duì)直流斷路器暫態(tài)電流影響驗(yàn)證

4.3.1 回路中電感值的影響

以Lp為例分析回路中電感值對(duì)直流斷路器暫態(tài)電流的影響，對(duì)Lp取50、100、150、200、250、300 mH的情況進(jìn)行仿真計(jì)算。本級(jí)直流斷路器正常動(dòng)作和失靈情況下暫態(tài)電流i(t)的仿真結(jié)果分別如圖15和圖16所示。Ip、Ip1、Ip2、T5隨Lp的變化規(guī)律如表3所示。

圖15 直流斷路器正常動(dòng)作時(shí)Lp取值對(duì)暫態(tài)電流影響

圖16 直流斷路器失靈時(shí)Lp取值對(duì)暫態(tài)電流影響

表3 Lp取值對(duì)直流斷路器電流應(yīng)力的影響

仿真結(jié)果顯示，Lp越大則Ip、Ip1、Ip2越小。這是由于在Tb、T1、T2和T4等時(shí)間確定的條件下，Lp越大則各站子模塊電容儲(chǔ)能和交流系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化為回路電感儲(chǔ)能的速率越慢。另一方面，圖16和表3顯示，Lp越大則T5越大。這是由于當(dāng)Lp增大，i(t)在第5階段的衰減時(shí)間常數(shù)增大，最終導(dǎo)致T5增大?？梢?，增大回路電感值能夠有效減小斷路器各支路峰值(開斷)電流應(yīng)力Ip、Ip1和Ip2，但可能導(dǎo)致持續(xù)時(shí)間T5增加，與3.3節(jié)理論分析結(jié)果一致。

4.3.2 穩(wěn)態(tài)電流值的影響

令各位置Lp取150 mH。通過調(diào)節(jié)各換流站有功功率，改變所觀測(cè)本級(jí)直流斷路器的穩(wěn)態(tài)電流I0_DCB。分別對(duì)I0_DCB為2.5、1.5、0.5 kA的情況進(jìn)行仿真計(jì)算。本級(jí)直流斷路器正常動(dòng)作和失靈情況下暫態(tài)電流i(t)的仿真結(jié)果分別如圖17和圖18所示。Ip、Ip1、Ip2、T5隨I0_DCB變化規(guī)律如表4所示。

圖17 直流斷路器正常動(dòng)作時(shí)I0_DCB對(duì)暫態(tài)電流影響

圖18 直流斷路器失靈時(shí)I0_DCB對(duì)暫態(tài)電流影響

表4 I0_DCB取值對(duì)直流斷路器電流應(yīng)力的影響

仿真結(jié)果顯示，Ip、Ip1隨初值I0_DCB等量減小，這是由于在短時(shí)間尺度Tb和T2內(nèi)，di/dt保持恒定。但是，由表4可知，Ip2和T5隨I0_DCB的變化微弱。這是因?yàn)樵陂L(zhǎng)時(shí)間尺度下i(t)中與I0_DCB有關(guān)的零輸入分量已逐漸衰減到零，使得I0_DCB變化對(duì)i(t)的影響變?nèi)??？梢?，減小I0_DCB能夠有效減小直流斷路器各支路峰值(開斷)電流應(yīng)力Ip、Ip1，但無法有效改善持續(xù)時(shí)間T5，與3.3節(jié)理論分析結(jié)果一致。

4.4 直流斷路器暫態(tài)電流抑制方法有效性驗(yàn)證

對(duì)3.3節(jié)所述直流斷路器主支路暫態(tài)電流抑制方法進(jìn)行仿真驗(yàn)證，計(jì)算條件如4.1節(jié)所述。站內(nèi)各橋臂上新增阻尼電阻值Rb分別取1、3、5 Ω時(shí)，本級(jí)直流斷路器失靈情況下的暫態(tài)電流仿真結(jié)果如圖19所示。Ip2、T5隨Rb變化情況如表5所示。

圖19 直流斷路器失靈時(shí)Rb取值對(duì)其暫態(tài)電流的影響

表5 Rb取值對(duì)直流斷路器主支路電流應(yīng)力的影響

真結(jié)果表明，Rb增大可使暫態(tài)電流峰值及持續(xù)時(shí)間T5顯著減小。相比于表3中未配置阻尼電阻時(shí)T5=6.33 s，當(dāng)Rb為1、3、5 Ω時(shí)T5分別減小至1.05、0.41、0.27 s。這是因?yàn)橐环矫娼刂沟絋4時(shí)刻Rb已投入T4-T1=60 ms，使得式(11)中i(t)的衰減初值i(T4)得到抑制；另一方面，Rb增大使衰減時(shí)間常數(shù)Leq/Req也得到有效減小。上述仿真結(jié)果與3.3節(jié)理論分析結(jié)果一致，驗(yàn)證了電流抑制方法的有效性。

5 結(jié) 論

本文以張北工程為背景，開展柔性直流電網(wǎng)真實(shí)控制保護(hù)邏輯下的500 kV混合式直流斷路器暫態(tài)電流特性及抑制方法研究。首先，推導(dǎo)了各階段直流斷路器暫態(tài)電流的計(jì)算表達(dá)式，提出了各支路暫態(tài)電流應(yīng)力典型波形，揭示了直流斷路器暫態(tài)電流發(fā)展規(guī)律，為直流斷路器的電氣設(shè)計(jì)、核心器件選型、試驗(yàn)方案制定提供了依據(jù)。其次，分析了柔性直流電網(wǎng)主回路參數(shù)對(duì)直流斷路器暫態(tài)電流的影響規(guī)律。通過增大柔性直流電網(wǎng)回路電感和減小直流斷路器穩(wěn)態(tài)電流，能夠在一定程度上減小斷路器各支路峰值(開斷)電流應(yīng)力，但難以改善主支路短時(shí)電流應(yīng)力持續(xù)時(shí)間。針對(duì)此問題，提出了一種基于換流站內(nèi)阻尼電阻的直流斷路器暫態(tài)電流抑制方法。理論分析和仿真驗(yàn)證結(jié)果表明，所提出方法能夠有效抑制直流斷路器主支路暫態(tài)電流，減小短時(shí)電流應(yīng)力持續(xù)時(shí)間，從而降低了主支路器件通流能力要求，可使并聯(lián)電力電子器件數(shù)量減少，有助于降低直流斷路器造價(jià)、提高設(shè)備可靠性。本文的研究工作可為混合式直流斷路器的設(shè)計(jì)及其在柔性直流電網(wǎng)中的應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ)。