0 引言

随着光伏等分布式新能源的快速发展以及数据中心等直流负荷日益增多，配电网中源、荷的直流特性日趋明显。相比于交流配电网，直流配电网能有效减少变流环节，提高分布式新能源接入能力和能源利用效率，近年来受到国内外学者的广泛关注^[1—4]。然而，直流配电网的发展离不开快速、可靠、低成本的开关设备，其关乎电力系统的安全可靠运行。

关断负荷电流时，直流与交流系统的主要差异为直流电流不存在过零点，因此关断直流电流的关键在于通过附加电路创造人工过零点熄灭电弧^[5—6]。文献[7—9]采用直流真空负荷开关串联机械开关作为核心开关器件，关断负荷电流时，通过换相电路注入反向脉冲电流在真空开关中形成过零点熄灭电弧。但是该方案需要额外的换相电容充电电路，增加了负荷开关的成本与体积且控制复杂。文献[10]基于起弧抑制原理设计一种无弧直流负荷开关，通过限制机械开关动、静触头两端的电压、电场强度来避免燃弧。文献[11]提出一种基于晶闸管的电压钳位型直流负荷开关，通过可变钳位电压迫使线路电流下降过零，实现故障快速清除，该直流负荷开关不使用全控型器件，能有效控制成本。但该电压钳位型负荷开关支路电压等级过高，致使线路晶闸管的耐压等级极高，需要大量晶闸管串联满足其应力需求。基于混合直流断路器的关断机理，文献[12]提出电容换流型直流负荷开关，但该拓扑在负荷电流转移过程中，电容充电导致机械开关支路两端的电压上升较快，不利于无弧关断。文献[13—14]提出组合式直流负荷开关方案，该方案由于存在共享部分，经济性较好，具有广阔的应用前景。

基于上述背景，现有直流负荷开关方案存在控制复杂、运行损耗大、成本高等问题。文中提出一种新型的组合电容式直流负荷开关，该负荷开关包含源侧和荷侧部分，通过源、荷两侧电容的配合为机械开关提供低电压、零电流的关断条件，同时多条直流出线通过共用源侧部分降低直流负荷开关的成本和体积。此外，所提直流负荷开关相对现有直流负荷开关方案，需求量多的开关器件均为成本较低的晶闸管和二极管器件，因而造价较低。文中对所提直流负荷开关的拓扑结构、工作原理、控制策略以及参数设计进行分析，并在Matlab/Simulink中搭建仿真模型对所提直流负荷开关方案进行验证。

1 拓扑和工作原理 1.1 拓扑

文中所提组合电容型直流负荷开关拓扑如图 1所示，该负荷开关包括源侧部分(A部分)和荷侧部分(B部分，对应到每条线路上的B₁，B₂，…，B_N)。图中同时给出了配置方法，组合电容型直流负荷开关的源侧部分安装在直流母线一侧，荷侧部分安装在该直流母线对应的每一条直流出线上。每条直流线路上负荷开关的成功动作需要源、荷侧部分的可靠配合。

图 1中负荷开关每个部分的具体结构如下。源侧部分包括起主导作用的源侧电容器组C_s，源侧充电电阻R_s，用于换流的晶闸管阀组T_s。荷侧部分包括绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor, IGBT)串联构成的开关管组Q，金属氧化物避雷器(metal oxide varistor, MOV)，快速机械开关S，起主导作用的荷侧电容器组C_L，荷侧充电电阻R_L，放电二极管阀组D_L1，保护用二极管阀组D_L2，荷侧线路等效电感L_L。i_ss为源侧线路电流；i_q为载流支路电流。在切负荷过程中C_s可以支撑直流母线电压，同时通过两侧电容的配合可以实现S无弧关断。此外，Q和S构成负荷开关的载流支路，为电网正常运行时的功率传输提供通道。电网正常运行时，C_s和C_L进行预充电，以备切负荷时可以给S提供低电压的关断条件。

1.2 工作原理

基于图 1拓扑，分析负荷开关工作原理，以关断线路1上的直流负荷电流为例进行分析。直流配电网正常运行时，T_s处于关断状态，D_L1和D_L2因承受反压而截止关断，系统通过S所在的载流支路向直流负荷传送功率，且由于S所在支路损耗较小，所以传输效率高。同时，系统通过R_s和R_L分别给C_s和C_L充电。

所提直流负荷开关控制时序如图 2所示。在t₁时刻，系统对线路1切负荷，此时给T_s触发信号，为载流支路切断之后的源侧部分提供续流通道。在t₂时刻，给Q关断信号，切断i_q，此时C_s通过T_s进行充电，与源侧等效电感、电阻形成RLC二阶电路，i_ss开始下降。C_L则经过L_L向负荷放电，形成二阶零输入RLC电路。值得注意的是，由于负荷电阻的不确定性，负荷侧RLC二阶电路可能处于过阻尼、欠阻尼和临界阻尼3种状态^[10]。若负荷侧处于过阻尼和临界阻尼状态，C_L上的电压和负荷电流在衰减到零后，关断过程结束；若处于欠阻尼状态，则负荷侧会出现振荡现象，D_L2在负荷电压反向时导通，保护负荷免受反向电压与电流。t₃时刻，在i_q转移结束之后，开始关断S，源、荷两侧实现电气隔离。考虑现有开关器件技术条件的限制，图 2中各时序之间的延迟设定为：Δt₁=t₂-t₁，设置为20 μs；Δt₂=t₃-t₂，设置为20 μs；Δt₃=t₄-t₃，取2 ms^[15]。

2 电路原理及应力分析 2.1 电路原理

t₁时刻之前直流负荷开关载流支路闭合，承载负荷电流，同时电网向C_s和C_L充电，具体导通回路如图 3(a)所示。以线路1为例，负荷开关充电时的等效电路如图 4所示。图中，R_ss，L_ss分别为源侧等效电阻和电感；i_Cs，i_CL分别为源侧和荷侧电容电流；i_Ls为荷侧线路电流。通过节点电压法对电路分析可得：

$ \left\{\begin{array}{l} \left(G_{\mathrm{ss}}+G_{\mathrm{sp}}+G_{\mathrm{Ls}}+G_{\mathrm{Lp}}\right) U_{\mathrm{n} 2}-G_{\mathrm{ss}} U_{\mathrm{n} 1}=0 \\ U_{\mathrm{n} 1}=U_{\mathrm{dc}} \end{array}\right. $

(1)

式中：U_dc为直流电压；U_n1，U_n2分别为节点①和②的电压；G_ss，G_sp，G_Ls，G_Lp分别为源侧串联支路、源侧并联支路、荷侧串联支路和荷侧并联支路电导。

$ \left\{\begin{array}{l} G_{\mathrm{ss}}=\frac{1}{R_{\mathrm{ss}}+\mathrm{j} \omega L_{\mathrm{ss}}} \\ G_{\mathrm{sp}}=\frac{1}{R_{\mathrm{s}}-\mathrm{j} \frac{1}{\omega C_{\mathrm{s}}}} \\ G_{\mathrm{Ls}}=\frac{1}{R_{\mathrm{L} 1}+\mathrm{j} \omega L_{\mathrm{L}}} \\ G_{\mathrm{Lp}}=\frac{1}{R_{\mathrm{L}}-\mathrm{j} \frac{1}{\omega C_{\mathrm{L}}}} \end{array}\right. $

(2)

式中：R_L1为荷侧电路等效电阻。

此外，在考虑N条直流出线之后，将式(1)修正为：

$ U_{\mathrm{n} 2}=\left|\frac{G_{\mathrm{ss}}}{G_{\mathrm{ss}}+G_{\mathrm{sp}}+N\left(G_{\mathrm{Lp}}+G_{\mathrm{Ls}j}\right)}\right| U_{\mathrm{dc}} $

(3)

式中：G_Lsj(j=1, 2, …, N)为第j条直流出线上的荷侧串联支路电导。

由于G_ss远大于其他支路电导，通过式(3)可以看出节点②处的电压即直流母线电压与直流系统额定电压保持相近。但当直流出线数N以及G_Lsj变化时，也会影响直流母线电压。为了保证预充电电容正常运行时对直流母线电压的支撑作用，应严格限制每条线路的负荷容量。

在关断Q后，源、荷之间实现初步隔离，源侧处于对电容C_s充电的状态，其等效电路如图 5所示。电路的初始状态和参数为：

$ \left\{\begin{array}{l} u_{C_\mathrm{s}}\left(t_2\right)=U_{\mathrm{c}} \\ i_{L_{\mathrm{s s}}}\left(t_2\right)=I_{\mathrm{dc}} \end{array}\right. $

(4)

式中：u_Cs为C_s两端的电压；i_Lss为L_ss中的电流；U_c为t₂时刻源侧电容电压；I_dc为负荷电流。

由图 5求得：

$ u_{C\mathrm{s}}(t)=U_{\mathrm{dc}}+\frac{1}{\beta_1-\beta_2}\left[A_1 \mathrm{e}^{\beta_1\left(t-t_2\right)}-A_2 \mathrm{e}^{\beta_2\left(t-t_2\right)}\right] $

(5)

式中：

$ \left\{\begin{array}{l} \beta_1=-\frac{R_{\mathrm{ss}}}{2 L_{\mathrm{ss}}}+\sqrt{\left(\frac{R_{\mathrm{ss}}}{2 L_{\mathrm{ss}}}\right)^2-\frac{1}{L_{\mathrm{ss}} C_{\mathrm{s}}}} \\ \beta_2=-\frac{R_{\mathrm{ss}}}{2 L_{\mathrm{ss}}}-\sqrt{\left(\frac{R_{\mathrm{ss}}}{2 L_{\mathrm{ss}}}\right)^2-\frac{1}{L_{\mathrm{ss}} C_{\mathrm{s}}}} \\ A_1=\frac{I_{\mathrm{dc}}}{C_{\mathrm{s}}}-\left(U_{\mathrm{c}}-U_{\mathrm{dc}}\right) \beta_2 \\ A_2=\frac{I_{\mathrm{dc}}}{C_{\mathrm{s}}}-\left(U_{\mathrm{c}}-U_{\mathrm{dc}}\right) \beta_1 \end{array}\right. $

(6)

当负荷电阻较大时，负荷侧RLC电路处于过阻尼状态，电容的放电路径如图 3(b)所示，该电路为零输入二阶RLC电路，回路方程为：

$ L_{\mathrm{L}} C_{\mathrm{L}} \frac{\mathrm{d}^2 u_{C \mathrm{~L}}}{\mathrm{~d} t^2}+R_{\mathrm{L} 1} C_{\mathrm{L}} \frac{\mathrm{d} u_{C \mathrm{~L}}}{\mathrm{~d} t}+u_{C \mathrm{~L}}=0 $

(7)

式中：u_CL为C_L两端的电压。对式(7)求解可得：

$ u_{C \mathrm{~L}}(t)=\frac{1}{\beta_3-\beta_4}\left[A_3 \mathrm{e}^{\beta_3\left(t-t_2\right)}-A_4 \mathrm{e}^{\beta_4\left(t-t_2\right)}\right] $

(8)

式中：

$ \left\{\begin{array}{l} \beta_3=-\frac{R_{\mathrm{L} 1}}{2 L_{\mathrm{L}}}+\sqrt{\left(\frac{R_{\mathrm{L1} }}{2 L_{\mathrm{L}}}\right)^2-\frac{1}{L_{\mathrm{L}} C_{\mathrm{L}}}} \\ \beta_4=-\frac{R_{\mathrm{L} 1}}{2 L_{\mathrm{L}}}-\sqrt{\left(\frac{R_{\mathrm{L1} }}{2 L_{\mathrm{L}}}\right)^2-\frac{1}{L_{\mathrm{L}} C_{\mathrm{L}}}} \\ A_3=-\frac{I_{\mathrm{dc}}}{N C_{\mathrm{L}}}-U_{\mathrm{c}} \beta_4 \\ A_4=-\frac{I_{\mathrm{dc}}}{N C_{\mathrm{L}}}-U_{\mathrm{c}} \beta_3 \end{array}\right. $

(9)

当负荷电阻较小时，负荷侧RLC电路处于欠阻尼状态，负荷侧出现振荡，在负载电压反向后D_L2导通，与L_L，R_L，C_L构成新的RLC过阻尼系统，如图 3(c)所示，能量衰减过程与式(8)相同，此处不再赘述。

由于负荷具有不确定性，荷侧RLC电路的工作状态不唯一。但考虑到每条配电线路的实际载荷能力，仍可确定其相对状态。记R_{L, c}，R_{L, N}分别为每条线路的临界和额定载荷电阻，则有：

$ R_{\mathrm{L}, \mathrm{c}}=2 \sqrt{\frac{L_{\mathrm{L}}}{C_{\mathrm{L}}}} $

(10)

$ R_{\mathrm{L}, \mathrm{N}}=\frac{U_{\mathrm{N}}^2}{P_{\mathrm{N}}} $

(11)

式中：U_N，P_N分别为负荷额定电压、负荷额定有功功率。

当R_{L, N}>R_{L, c}时，切负荷过程中荷侧电路工作在过阻尼状态；当R_{L, N}=R_{L, c}时，荷侧电路工作在临界阻尼状态；当R_{L, N} < R_{L, c}时，荷侧电路工作在欠阻尼状态。一般而言，R_{L, c}均小于R_{L, N}，即电路工作在过阻尼状态。

2.2 电流应力

当直流负荷开关挂网运行时，载流支路流过负荷电流，该负荷电流可能为额定负荷电流I_dcn或轻微过载电流，考虑过载系数k及1.5倍的电流安全裕度，载流支路中IGBT承受的电流应满足：

$ I_{\mathrm{IGBT}}=1.5 k I_{\mathrm{dcn}} $

(12)

直流负荷开关切负荷过程中，T_s和D_L1的电流应力可以通过对式(5)、式(8)求导计算得出。此外，直流负荷开关仅用于关断负荷电流，对其电流关断能力的要求不高，因此载流支路中的IGBT不必采用并联形式。

2.3 电压应力

由于机械开关固有分闸时间存在0.2~0.3 ms的分散性^[16]，机械开关会在延迟一段时间后才开始关断，该延迟时间内载流支路两端的电压降u_T全部落在开关管组上，此阶断u_T为源、荷两侧的电容电压差，即：

$ u_{\mathrm{T}}=u_{C\mathrm{s}}-u_{C \mathrm{L}} $

(13)

从经济性角度出发，机械开关延迟阶段u_T应尽量保持较小的数值，从而减少开关管组中的IGBT数量。从关断速度角度出发，u_T越小，机械开关速度越快。在设计过程中考虑一定阈值，假设机械开关在电流转移后经过时延t_d(通常取0.5 ms)达到的开距能够承担恢复电压，此前恢复电压全部由开关管组承担，这样可以大大降低C_L，进而节约设备成本。因此，在切负荷过程中开关管组承受的电压为：

$ U_{\mathrm{IGBT}}=u_{\mathrm{T}}\left(t_3+t_{\mathrm{d}}\right) $

(14)

因此在直流负荷开关参数设计上尽量保证源侧电容的充电过程和荷侧电容的放电过程相对缓慢，使得机械开关在完全关断时两者的电压降差距不大。

3 参数设计

源、荷两侧电容的选取不仅关系电容自身成本，还影响开关管组的选型和数量，因此文中将重点分析源、荷侧电容的参数设计。以±10 kV中压直流配电网为例进行参数设计，R_ss=0.5 Ω，L_ss=0.05 mH。根据文献[17]，20 kV的直流配电网最大传输容量为12 MW，以4条直流出线为例，则每条线路的最大载荷容量为3 MW，L_L=5 mH。

负荷随机性的特点对荷侧RLC放电过程有较大的影响，故荷侧电容应能保证直流负荷开关在全负荷范围内动作时，机械开关关断过程中开关管组上的电压应力均低于安全阈值。由RLC电路可知，回路电阻越大，电容电压衰减就越慢，即线路载荷越小，直流负荷开关动作时载流支路两端承压就越小。因此，在进行电容参数设计时，应考虑各条直流出线均满载的情况。

在直流系统其他参数一定的条件下，根据式(13)可得出直流负荷开关切负荷过程中u_T与C_s和C_L间的关系，如图 6所示。

由图 6可知，C_s和C_L对u_T的影响均较为明显，随着C_s和C_L的增大，u_T呈下降趋势。选取大电容能够满足直流负荷开关动作过程中开关管组电压应力要求，且可以提供近乎零电压的关断条件，但是电容的成本成倍增加，丧失了经济性。当线路满载时，源、荷侧电容的变化在开关管组上至多产生1.3 kV的压降。考虑IGBT 2倍的电压裕度，则C_s保证u_T在0.6 kV左右即可。

此外，为了保证所提直流负荷开关能够在任意负荷工况下关断负荷，应考虑负荷变化对C_L取值的影响。在全负荷范围变化时，C_L对u_T的影响如图 7所示。由图 7可知，C_L越大，全负荷范围的u_T变化程度越小，并且当C_L为定值时，u_T随负荷容量的增大而增大。

综合对图 6、图 7的分析以及成本的考虑，文中C_s，C_L分别选取600 μF，200 μF。

4 仿真分析

为验证所提直流负荷开关的性能，在Matlab/Simulink中搭建12 MW/20 kV中压直流配电系统进行验证，系统额定直流电压为±10 kV, 系统仿真模型如图 8所示，仿真主要参数如表 1所示。

在表 1系统参数下，根据2.1节分析可知，直流负荷开关在关断过程中，荷侧电路工作状态唯一，即工作在过阻尼状态。2.5 s之前，直流电网正常运行，直流负荷开关各部分电容进行预充电，直至达到直流母线电压。在2.5 s时(t₁时刻)，系统对线路1下达切负荷指令，此时负荷开关开始工作，源、荷侧仿真结果分别如图 9和图 10所示。Δt₁，Δt₂，Δt₃取值如1.2节所示。图 10中，i_Ls1，i_Ls2分别为荷侧线路1和2的电流；u_CL1为荷侧线路1上电容器组C_L1两端的电压。

由图 9、图 10分析可知，电网正常运行时i_ss维持在600 A，母线电压维持在19.71 kV。系统在t₁时刻切除负荷，然后触发导通T_s，为载流支路关断后续流提供通道。在t₂时刻，关断Q，载流支路被切断，C_s转为充电状态，u_Cs开始上升，C_L通过D_L1放电，U_CL下降，同时i_ss逐渐衰减至线路2—4的电流之和。在t₃时刻，待载流支路上电流完全转移，给予S分闸命令。S动作需要一定时间，在t₄时刻S达到安全开距时，停止向T_s发送触发信号，使其在电流衰减到零时自然关断。此时i_Ls1最终通过荷侧充电电阻所在支路续流消耗，并经过132 ms衰减到零。从u_T波形可以看出，在负荷开关的动作期间，其承压保持很小，为423 V，开关管组无过压危险。此外，由图 9可知，在切负荷完成后C_s两端电压保持在19.78 kV，能够支撑直流母线电压，从而保障线路2—4向负荷正常供电。由图 10可知，在线路1上直流负荷开关动作过程中，线路2的电流波动很小，几乎不受线路1切负荷的影响。

5 结论

文中提出了一种组合电容型直流负荷开关，对其拓扑结构、工作原理、控制策略以及参数设计进行了分析，并通过仿真验证了所提拓扑能够可靠关断负荷。得到的结论如下：

(1) 文中所提直流负荷开关采用组合式结构，一方面通过共用源侧部分减小负荷开关的体积与成本，另一方面需求量较多的电力电子器件均为较低成本的晶闸管和二极管，进一步降低了设备成本，克服了混合式直流负荷开关因成本高而丧失推广性的缺陷，适用于直流母线出线数量多的直流配电网。

(2) 预充电电容在切负荷过程中能够支撑直流母线电压，保证其他线路的正常运行。通过各支路开关时序的配合，在切负荷过程中给机械开关提供低电压、零电流的关断条件，从而实现负荷电流的可靠无弧关断。