城市轨道交通1800V高速混合式直流断路器研制

0 引言

直流牵引供电系统供电的安全性、可靠性是城市轨道交通系统的必要保障。而城市轨道交通供电系统短路故障发展速度快，短路电流幅值可达数十千安，对断路器的快速性提出了较高要求［1］。现有城市轨道交通断路器多采用空气式直流断路器，其开断能力可达40 kA 以上，但开断速度较慢，约为15～30 ms，对系统冲击较大，且国产灭弧栅等关键技术有待突破，无法满足快速开断的需求。基于绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的固态直流断路器满足了快速性需求，开断时间在0.5 ms以内，但其通态损耗大、成本高昂，长期运行时可靠性和寿命受限［2-3］。基于机械开关与电力电子元件并联构成的混合式直流断路器，综合了机械开关通态损耗小和电力电子开关响应速度快的优点，具有广阔的应用前景［4］。

目前国内外在混合式断路器的拓扑结构、基础特性研究及样机设计等方面开展了较多研究。在拓扑结构方面，文献［5］设计了一种新型IGBT 缓冲电路，能在不降低吸收过电压效果的基础上，改变充、放电回路的电容；文献［6］对直流断路器的缓冲电路进行重新设计，保证了缓冲电容过电压的吸收效果；文献［7］提出一种Z 源断路器拓扑结构，可在发生短路故障时自动切断故障电流。在基础特性研究方面，文献［8］对限流断路器的工作原理进行了相关研究，可将预期100 kA 的直流短路电流限制到16 kA以内，文献［9］对船用1 500 V 直流断路器进行了相关研究，实现了强迫电流投入的准确性；文献［10］对混合式直流断路器的关断过电压特性进行了优化，采用双机械开关并联IGBT 和吸收电容，有效降低了关断过电压的上升率和幅值。样机设计方面，文献［11］提出了超快速机构与集成门极换流晶闸管（IGCT）并联的混合式断路器结构，并研制了1 500 V／4 kA样机；文献［12］设计了IGBT 与快速斥力机构并联的600 V／6 kA 试验样机，其开断时间为1.2 ms；文献［13］从利用混合式直流断路器的控制时序理论分析分断瞬态过程及特性出发，设计了适用于航空的270 V／2.2 kA混合式直流断路器。上述研究主要围绕混合式直流断路器拓扑结构、快速操动机构和缓冲电路设计等方面展开，而对基于真空电弧电流转移特性、真空短间隙介质恢复特性、IGBT 短脉冲开断裕量等关键特性为基础的快速开断策略的研究不足，本文旨在通过关键基础特性研究，提出快速开断策略，并设计智能样机，实现大容量开断。

本文在前期研究的基础上，首先对自然换流型直流断路器的工作过程进行了分阶段分析，重点研究了开断过程中真空电弧电流转移特性、真空短间隙介质恢复特性及IGBT 短脉冲开断裕量等关键基础特性，得到上述各阶段的影响规律和控制参考依据。在此基础上研制了一种城市轨道交通高速混合式直流断路器，并对高速开断策略进行了试验验证。

1 混合式直流断路器拓扑结构与工作原理

混合式直流断路器由快速斥力真空开关、IGBT开断单元以及吸能支路并联组成［14］，其中IGBT 与RC 缓冲电路构成IGBT 开断单元，ZnO 避雷器作为吸能元件用于吸收系统电感储存的能量。本文设计的城市轨道交通混合式直流断路器额定电压为1 800 V，额定电流为2.5 kA，开断容量为10 kA，可用于1 500 V 电压等级的城市轨道交通牵引供电系统，其电路拓扑结构见附录A中图A1，开断过程见图1。

图1 中压混合式直流断路器开断过程示意图
Fig.1 Principle of medium voltage hybrid DC circuit breaker

混合式直流断路器开断过程可分为3个阶段。

（1）阶段Ⅰ：电流转移阶段。真空开关触头分离，电流开始由真空开关向IGBT转移。

（2）阶段Ⅱ：IGBT 承担电流阶段。真空电弧电流转移完成后，主电流完全由IGBT承担。

（3）阶段Ⅲ：IGBT开断及吸能阶段。IGBT关断，过电压达到避雷器动作电压后，避雷器动作，耗散系统电感储存能量。

通过上述分析可知，影响混合式直流断路器开断时间的关键因素包括真空开关分闸时间、真空电弧电流转移特性、真空短间隙介质恢复特性和IGBT短脉冲开断裕量。其中真空开关分闸时间主要取决于快速斥力机构的响应时间，现有技术可令真空开关响应时间小于0.5 ms，已满足快速性需求。因此本文将重点研究其余3 个关键基础特性，通过研究真空电弧电流转移特性，可以得出其电流转移时间和转移速率，进而与真空短间隙介质恢复特性配合，可在保障IGBT 关断后真空短间隙已完成介质恢复的条件下，尽量缩短IGBT 承受电流时间，以此发挥IGBT 的短脉冲开断裕量，即脉冲电流时间越短，其开断容量越大的特性［15］，降低IGBT 的使用数量，同时降低控制难度，提升断路器稳定性。综上所述，本文重点对真空电弧电流转移特性、真空短间隙介质恢复特性和IGBT 短脉冲开断裕量等关键基础特性及相互协同配合策略进行研究。

2 混合式直流断路器关键基础特性

2.1 真空电弧电流转移特性

真空电弧电流转移特性是指真空电弧电流向IGBT 支路转移的特性。前期通过仿真与实验研究了IGBT 支路电感、分布电容参数、电流大小和电弧电压等对真空电弧电流转移特性的影响，并采用等效电阻得到了真空电弧电流转移特性判据［16］。本文采用实际国产3.3 kV／1.5 kA IGBT对前期所得的真空电弧电流转移特性结论进行验证，试验电路如图2所示。

图2 电流转移试验电路
Fig.2 Testing circuit of current communication

试验电路主要包括电容器组C1、电感L1、反向二极管VD、真空开关（VB）、IGBT 元件、阻容缓冲支路和辅助开关S 等。试验电路可产生最高峰值为3 000 A、最低频率为25 Hz 的正弦电流波形；电容器组采用40 组450 V／10 000 μF 电解电容并联构成，其容量为0.4 F；电感L1=400 μH，并可根据需要进行调节；真空灭弧室选用纵磁触头真空灭弧室，IGBT选用TIM1500ESM33 型号的3.3 kV／1.5 kA IGBT，阻容缓冲支路电阻和电感分别为2 Ω和10 μF。

试验原理为利用电容电感振荡产生低频电流，并取其峰值附近的准平顶波模拟直流电流进行试验。试验时，由辅助开关S 引入主电流，同时触发IGBT，真空开关分闸产生弧压，使IGBT 导通。IGBT导通后，真空开关电弧电流开始向IGBT 转移，记录转移时间。

在15 V 栅极驱动电压的条件下，进行1.5 kA 以内的电流转移实验，与等效电阻实验结果的对比如图3所示。

图3 IGBT与等效电阻的真空电弧转移特性的对比
Fig.3 Comparison of vacuum arc transfer characteristics between IGBT and equivalent resistance

由图3 可见，IGBT 与等效电阻的真空电弧电流转移速率都较为恒定，基本呈线性关系，平均速度分别约为8.43 A／μs 和7.55 A／μs，等效电阻的转移速率略低于IGBT，但在IGBT 额定电流范围内符合程度较高，验证了等效电阻试验结论的有效性。

发生短路故障时，电流上升率较高，电流幅值可以在短时间内上升到较高数值，因此需要对发生短路时的真空电弧电流转移时间进行研究。试验电路同图2，电流上升率分别为0、2和5 A／μs，调整真空开关动作时间，在电流上升过程中的不同阶段进行换流，测试其换流时间。电流上升过程中，初始电流和结束电流幅值不相同，本文选取开始转移时真空开关中的电流幅值作为转移的电流数值，电流上升速率对电流转移时间的影响如图4所示。

图4 电流上升速率对电流转移时间的影响
Fig.4 Influence of short current rising rate on current transfer time

对比上述结果可以得出，在电流上升状态下，电流转移特性仍基本呈线性关系。但在电流上升过程中，总电流处于增加状态，所以电流上升率越高，电流幅值增加越快，转移速率越慢，在电流上升率为5 A／μs的条件下转移速率仅为约6.67 A／μs。

综上所述，等效电阻得出的真空电弧电流转移特性依然有效，且短路电流上升率越大，电流转移速率越小。在短路电流上升率为5 A／μs、幅值为10 kA 以内时，单个IGBT 的转移时间小于1.5 ms。依据前期研究成果，混合式直流断路器的转移速率可以通过使用横磁磁吹提升弧压、并联IGBT、降低IGBT 导通压降等方式，进一步提升其转移速度，缩短整体开断所需时间。

2.2 真空短间隙介质恢复特性

真空开关的短间隙介质恢复过程位于混合式直流断路器开断过程的阶段Ⅱ。为确保真空开关换流完成，且不被IGBT 关断过电压击穿，通常设定较大的IGBT 关断延时，该方式在一定程度上确保了断路器开断的可靠性，但也增加了IGBT 承受电流和断路器的开断时间，不利于发挥IGBT 的短脉冲开断裕量的作用。

真空短间隙介质恢复特性主要受电流幅值、电流下降率（真空电弧电流转移速率）和触头开距的影响。经前期实验［17］，得出电流幅值对真空介质恢复特性影响主要由电弧模式决定，试验过程中，电流幅值较小，真空电弧是扩散电弧模式，在相同的电流下降率下，电流幅值对真空介质恢复特性影响较小。

在开距为0.5 mm 时，选取电流幅值为1 kA 条件下的电流下降率6.67、8.33、10 A／μs，电流幅值为1.5 kA 条件下的电流下降率12.5 A／μs，电流幅值为2 kA 条件下的电流下降率16.67、19.03 A／μs，分别得到其介质恢复时间和平均介质恢复速度，并通过图5 表示电流下降率与平均介质恢复强度的关系。图中，di/dt为电流下降率；Vr为平均介质恢复速度。

图5 电流下降率对平均介质恢复速度的影响
Fig.5 Influence of reducing rate on average recovery rate of vacuum

随着电流下降率的增加，平均介质恢复速度逐渐减小。通过数据拟合得到平均介质恢复速度Vr（kV／μs）与电流下降率di/d（tA／μs）的关系满足：

选取0.5～2 mm 真空短间隙，在di/dt=8.33 A／μs的条件下，对不同开距对介质恢复速度的影响进行研究，结果如图6 所示。图中，各点对应的Vr分别为0.78、0.93、1.25和1.67 kV／μs。

图6 不同开距对真空介质平均恢复速率的影响
Fig.6 Influence of gap distance on average recovery rate of vacuum

在同电流幅值、同电流下降率条件下，真空开关开距和真空介质的平均恢复速率呈指数型关系。对其曲线进行拟合，可以得到同电流幅值、同电流下降率时平均介质恢复速度Vr（kV／μs）与开距L（mm）的关系符合：

综合式（1）与式（2），联立方程并构造相应函数，可以得出在本文试验范围内平均真空介质恢复速度Vr与开距L及电流下降率di/dt之间的经验公式为：

依据式（3）可在短间隙下依据不同电流下降率及开距对平均介质恢复速度进行估算。在城市轨道交通牵引系统中，快速斥力机构的平均速度可达到5 m／s 以上，结合2.1 节的电流转移数据，可计算出750 μs 内开距可达到3.75 mm，则电流幅值为5 kA、电流下降率为6.67 A／μs 的条件下，真空介质完全恢复时间约为6 μs，保留一定裕量条件下仍仅需10 μs，且3.75 mm 的真空开距完全满足1 500 V 供电系统的绝缘要求。

2.3 IGBT短脉冲开断裕量

IGBT 的短脉冲开断裕量指短时间（一般小于1 ms）内IGBT 能够稳定开断的最大电流值。其主要原理为：IGBT 内部载流子密度随IGBT 的栅极驱动电压的升高而增大，因此当IGBT 的栅极驱动电压较高时，具有运输大电流的能力，同时短时间内IGBT通流产生的热量较小，不至于损坏IGBT［18］。因此理论上当IGBT 栅极电压足够高，且通流时间较短时，即可拥有一定的过电流工作能力，如IGBT技术手册通常规定IGBT 能在1 ms 内开断等于额定电流2倍的电流。

IGBT 的短脉冲开断裕量受栅极电压、温升等因素的影响，在混合式直流断路器开断过程中，通过箝位栅极驱动电压，可避免发生闩锁效应与过流失效，利用缓冲吸收支路吸收过电压，可避免过压失效。因此在混合式直流断路器开断过程中导致IGBT 损坏的主要因素为热失效［19］。引起IGBT 热失效的主要因素在于电流过大导致的IGBT 的导通功耗和开关损耗的增加，通过建立相应的IGBT 电热模型，即可通过仿真对IGBT的脉冲裕量特性进行仿真。

提取TIM1500ESM33 型IGBT 参数［20］并在Saber软件中建立基于Hefner 模型的IGBT 电热联合仿真模型，在15 V 栅极电压条件下得到的关断过程仿真结果与实际关断过程对比如图7所示。

图7 Saber仿真波形与实验波形
Fig.7 Simulative waveforms in Saber and experimental waveforms

由图7 可见，仿真波形已接近实际IGBT 波形，结合技术手册中所给出的4 层RC 热网络参数建立电热联合仿真模型，基于该模型下对IGBT 进行电热联合仿真，其电路图如图8所示。

图中，U1=1 800 V；电感L2=180 nH；R1为可变限流电阻；U2和R2分别为IGBT驱动电路等效电压源和栅极电阻，其中R2=1.2 Ω，U2容量无限大，可视为已被箝位；Rth1—Rth7和Cth1—Cth7分别为IGBT 热阻和热容；环境温度设定为25 ℃（T25 ℃），无散热。在该条件下进行不同栅极电压、不同电流幅值的IGBT 仿真实验，在IGBT内部结温Tj超过120 ℃时认为IGBT可能发生损坏，以此测试IGBT 能够承受的最大电流与承受时间的关系，并与前文中的5 A／μs电流上升率下的电流转移时间得出两者的匹配范围，如图9所示。

图8 Saber仿真电路
Fig.8 Simulation circuit in Saber

图9 IGBT脉冲裕量仿真结果与电流转移时间对比
Fig.9 Comparison between simulative results of surge current capacity of IGBT and short current transfer time

仿真中的IGBT 电流波形与实际开断过程中的IGBT 电流波形有所区别，但其发热量可依据周期电流平方时间积公式进行等效换算。仿真结果显示，随着IGBT 栅极电压的不断升高，IGBT 承受过电流的能力也同时提升，但在接近短路电流时仍然无法承受较长时间，与技术手册中的说明一致。同时结合高电流上升率下的电流转移时间，可以得出在20 V 的栅极电压下，IGBT 可开断的过电流约为7.5 kA，为其额定电流的5 倍。而30 V 条件下IGBT最大可开断约8.5 kA 的电流，约为额定电流的5.67倍。上述结果未考虑IGBT 的电流集聚效应，实际开断容量会略有减少。

3 断路器结构与软硬件设计

基于上述关键基础特性的研究，本文研制了一种1 800 V／10 kA 城市轨道交通混合式直流断路器样机，其结构图如附录A 中的图A2 所示，下面对其各部分进行详细介绍。

3.1 快速真空斥力开关设计

混合式直流断路器采用快速斥力机构作为机械开关的操纵机构。经过前期对快速斥力机构的相关研究［21］，本文采用的快速斥力机构结构为双线圈结构，采用永磁机构保持与固体聚氨酯材料缓冲，最大开距为5 mm，始动时间为0.5 ms，2 ms 内达到全开距。真空灭弧室型号为TJC243，额定电压为3.6 kV，全开距为3 mm，额定电流为2.5 kA，短路容量为25 kA，通流能力与绝缘能力满足城市轨道交通应用要求。

3.2 IGBT换流支路与缓冲支路设计

样机额定电压与最大开断电流为1800 V／10 kA，依据IGBT 短脉冲开断裕量的研究结论，仅需要2 个TIM1500ESM33 型号的IGBT 即可完成10 kA 短路电流的分断。IGBT 使用大功率光纤隔离双单元驱动电路，其驱动输出电压可根据输入信号调节为15～50 V，供IGBT 脉冲开断裕量使用。依据式（4）和式（5），可以计算出吸收关断能量所需的RC 缓冲电路中电阻R和电容C的范围［22］。

其中，LA为线路总电感；ΔU 为IGBT 寄生电感产生的过电压；I 为线路电流幅值；tz为IGBT 的导通时间。因断路器同时采用避雷器作为吸收能量的器件，因此RC缓冲电路的主要功能为限制IGBT关断过电压的上升速率，保证避雷器稳定动作。由此可选择缓冲电路中缓冲电阻R=2 Ω，缓冲电容C=10 μF。

避雷器需要依据实际工况的母线额定电压、额定放电电流和短路放电电流等因素进行综合选择［23］，在本文的设计要求下，避雷器额定电压应不低于2.4 kV。

3.3 智能控制部分设计

新型高速混合式直流断路器的控制部分包含各支路电流电压监测、IGBT 驱动模块、快速斥力机构驱动模块、远程通信、主控制器等部分，其设计依据为上述混合式直流断路器的各类关键基础特性，具体结构如附录A中的图A3所示。

混合式直流断路器的主控制芯片型号选择为DSPTMS320F2812 芯片，满足混合式断路器的控制与数据处理需求。监测部分采用15 mm 直线位移传感器对真空快速斥力开关触头行程进行监测，采用霍尔线圈对机械开关、IGBT 进行电流监测，采用6 kV 电压互感器对断路器电压进行监测，并将数据输入数字信号处理器（DSP）芯片。DSP 芯片依据智能开断策略实行故障分断，同时监测断路器的设备温度、分合闸线圈电流、避雷器动作次数等。

轨道交通混合式直流断路器智能开断策略流程如附录A中的图A4所示。

智能控制策略可依据具体故障状况，根据不同故障电流和上升率，自动控制断路器进行分闸操作。并依据真空电弧电流转移特性与IGBT 短脉冲开断裕量的研究结论，选择20 V 驱动电压作为故障开断时IGBT驱动电压选择的预设值。

混合式直流断路器的故障开断具体执行步骤为：当故障电流峰值或上升率di/dt 到达整定值时，DSP 芯片发出分闸指令，快速斥力机构分闸，并依据预设值选择IGBT 驱动电压，导通IGBT，两支路换流，DSP 芯片依据故障时的电流上升率di/dt 和真空电弧电流转移开始时的幅值I，利用真空电弧电流转移特性预判真空电弧电流转移时间t1，计算出换流速率Vt，利用位移传感器监测其开距，待电流转移完成后，将此时真空开关开距、电流转移速率代入式（3）计算出真空介质恢复所需的最短时间t2，并加上t1得出故障电流发展的总时间，依据电流转移时间t1、真空介质恢复时间t2得到IGBT 总导通时间tz，结合故障电流峰值IA，理论计算IGBT 的短脉冲开断所需的驱动电压并进行调节，发挥IGBT 的脉冲裕量。对真空介质恢复过程进行计时，待真空介质恢复完成后向IGBT 发出软关断信号，关断故障电流，并重置IGBT 的驱动电压，待缓冲电路完成能量释放后，断路器整体分闸过程完成，分断上升率为5 A／μs、幅值为10 kA 的故障电流时，依据该控制策略，混合式直流断路器的整体分闸时间不超过2 ms，满足快速性需求，同时保证了开断的可靠性。

4 样机试验

为验证开断策略的可行性，本文利用永磁真空断路器与单个TIM1500ESM33 型IGBT 并联搭建了混合式直流断路器测试样机进行测试，样机实物图如附录B中的图B1所示。

试验电路同图2，电容充电电压为100 V，回路电感为53 μH，混合式直流断路器成功开断1.5 kA直流电流，其开断波形图如图10所示。

图10 混合式直流断路器开断波形
Fig.10 Interruption waveform of hybrid DC circuit breaker

试验中给定电流幅值为1.5 kA，依据真空电弧电流转移特性可得到其转移时间175 μs，依据IGBT短脉冲开断裕量调节IGBT 驱动电压为15 V，在175 μs 时真空开关开距约为0.1 mm，IGBT 预期关断过电压2.8 kV，真空短间隙无法承担此过电压，因此IGBT 需继续承担电流200 μs，此时真空开关开距达到0.2 mm，可以承担关断过电压，因留有一定裕量，实际实验中IGBT 承受电流时间为246 μs，此时发出IGBT 关断信号，IGBT 关断，避雷器泄放电流时间为52 μs，结合前述快速斥力机构分闸时间0.5 ms，总时间约973 μs，符合高速标准，证明了本文开断策略的有效性。

5 结论

本文针对城市轨道交通直流牵引系统的直流开断问题，开展了城市轨道交通1 800 V 混合式直流断路器关键基础特性研究，得到结论如下。

（1）对混合式直流断路器中真空电弧电流转移特性、真空短间隙介质恢复特性与IGBT 短脉冲开断裕量这3 个关键基础特性进行研究。结果表明：使用等效电阻对真空电弧电流转移特性的试验有效，在短路电流为10 kA、电流上升率为5 A／μs 的条件下，转移时间约为1.5 ms；得到了真空短间隙介质恢复特性的数学描述，可为真空短间隙介质恢复时间提供参考；IGBT 短脉冲开断裕量主要受栅极电压和热温升影响，20 V 栅极电压下最高可开断5 倍额定电流。

（2）基于上述特性研究提出了1 800 V／10 kA城市轨道交通混合式直流断路器的技术方案，短路开断时间小于2 ms，在保证开断容量的条件下降低了IGBT 的使用数量和成本，并提升了断路器的稳定性。

（3）提出了可根据短路条件与断路器状态综合计算判断的混合式直流断路器的智能开断策略，并在样机中对开断策略进行了验证。后续将针对混合式直流断路器在更高电压等级、更大容量开断下的应用进行进一步研究。