全过程动态仿真

全过程动态仿真（精选10篇）

全过程动态仿真 篇1

离合器是汽车传动系统的重要部件, 它依靠主从动片之间的摩擦力矩来传递动力, 并通过分离与接合来控制车辆动力传动系统的工作状态。离合器分离、接合过程的质量对车辆换挡品质尤其是换挡冲击度有较大影响。离合器的性能对机车起步的平稳性、机车换挡的便捷性以及短时间克服系统超负荷的灵敏性极为重要。对离合器组件及其系统进行动态分析是研究和提高离合器系统性能的重要手段。通过对离合器及其相关组件的建模和动态仿真分析, 可以从理论上优化结构参数, 提高离合器的性能指标。建模并进行动态仿真分析, 可以对新产品的研究和开发有一个更深入和更全面的了解, 并可减少实物试验次数, 对降低产品开发的试验和制造费用具有重要意义[1]。

本文拟分析离合器工作过程中的动力学特性, 并在此基础上定义狭义动态摩擦系数, 提出离合器动态特性模型, 并对模型进行仿真分析。

1 离合器动态过程动力学分析

离合器主要是传递和中断发动机传递给变速器的动力, 图1为离合器在车辆动力学传递系统中的位置以及其力学示意。

从图1中可以看出, 离合器是车辆动力传动的枢纽部件。以离合器主从动片为界, 分别对其动力学进行分析, 根据其运动规律, 建立其动力学方程为

式 (1) 、 (2) 及图1中, T1——发动机的输出转矩;

T2——离合器传递的摩擦力矩;

T3——等效到变速器输入轴的车辆运行力矩, 即由空气阻力矩Tw、道路阻力矩Tr和制动力矩Tb等效而来;

ω1——发动机曲轴的角速度 (即离合器主动片的角速度) ;

ω2——离合器从动片的角速度;

J1——发动机转动部分惯量 (主要是飞轮) ;

J2——等效到变速器输入轴上的车辆平动、转动惯量;

rw——车轮半径;

ign和i0——变速器第N挡传动比和主减速比[2,3]。

离合器的工作过程可以分为完全接合、完全分离和滑磨3个阶段。其中前2个阶段是稳定的, 后1个阶段是不稳定的。

1.1 完全接合、完全分离阶段

这两个阶段是稳定的, 离合器转矩是确定的, 在这个过程中, 离合器主从动片的相对速度为零, 即

完全接合:T2=T3

完全分离:T3=0

1.2 滑摩阶段

滑磨阶段是两个相对运动的固体表面 (主、从动片) 的摩擦, 它只与接触表面的作用有关, 与固体内部状态无关, 其实质是一侧摩擦片将自身的运动传递到与它相接触的另一片摩擦片, 并试图使两者的运动速度同步, 而且在运动过程中会发生动力的传递和转换。这个摩擦过程在滑动面上发生速度的突变, 摩擦力与滑动速度的关系随着工况条件的变化而发生变化。当滑动速度为零时, 主从动盘之间存在的不再是滑动摩擦, 而是静摩擦[4,5]。

滑摩是分离、接合阶段的过渡阶段, 既可以是从接合阶段到分离阶段的过渡, 也可以是从分离阶段到接合阶段的过渡。从其传递的摩擦力矩来看, 是离合器摩擦力从零按照一定的规律变化到T2或者是由T2变化到零的阶段, 而摩擦力本身由静摩擦力到滑动摩擦力过渡。

2 离合器静态模型分析

离合器静态模型认为离合器在正常工作工况下离合器传递的力矩为静态摩擦力矩Tes, 其表达式为

式中, z——离合器摩擦面的个数;

μs——离合器静态摩擦系数;

FN——弹簧对压盘的正压力;

RC——离合器等效半径。

静态摩擦力矩计算公式对设计离合器参数、保证离合器的后背功率、估算离合器滑磨功等方面很有实用价值[6,7]。

但是, 静态模型没有考虑到动态摩擦系数, 不考虑离合器传递力矩的过渡过程, 只是用静态摩擦力矩代替了动态摩擦力矩, 与实际情况相差较大。而应用于机械变速器的自动离合器可对离合器的传递力矩实现较精确控制, 故离合器静态模型分析存在不精确性。

3 离合器动态仿真分析

3.1 离合器动态过程分析

为了更好地研究离合器的动态接合和分离过渡过程, 基于摩擦学原理提出了离合器动态过程模型, 这充分考虑了离合器发动机输入力矩的影响, 也充分考虑了离合器在传递动力过程中的动态摩擦力矩的作用。

在摩擦过程中, 离合器主从动盘的相对滑动速度会引起表面层的发热变形、化学变化和损坏等, 会影响离合器动态摩擦模型的摩擦系数。对于一般弹塑性材料接触状态的摩擦, 摩擦系数会随着滑动速度的增加而增加到超过一个极大值后有所下降, 并且随着表明的刚度或者载荷的增加, 极大值位置后向坐标原点移动。经历了极大值后, 摩擦系数会出现一个下降区间。根据实验数据可以归纳得到离合器在动态滑动过程中的动态摩擦系数的经验公式

式中u——相对滑动速度, m/s;

a、b、c、d——材料和载荷决定的常数。典型材料的动态摩擦系数与相对滑动速度的关系如图3所示 (载荷为1.9 Mpa) 。

离合器从滑摩阶段到完全接合阶段的动态过渡过程中, 动态摩擦力矩是渐变的。前期主要取决于弹簧的正压力, 随着转速差的减少, 逐渐过渡到主要取决于离合器的输入转矩, 即发动机的输出转矩。定义输入力矩影响参数λ=e-du来表征离合器输入力矩对动态摩擦力矩的影响。在此基础上, 提出了离合器转矩的传递特性。

根据离合器转矩的传递特性, 将载荷的影响分离出来, 狭义动态摩擦系数到达极值后随着相对滑动速度增加而下降, 得到离合器狭义动态摩擦系数和输入力矩影响系数与相对滑动速度的关系, 如图4所示。

3.2 离合器动态仿真

基于UG实体建模软件对离合器进行了实体建模, 根据离合器实际工作状况将关键部件进行装配。在装配过程中考虑到关键部件的传动关系和连接关系, 并检查零部件运动不存在相互关涉, 得到了离合器的装配图, 如图5所示。

将实体模型进行格式转换后, 通过接口技术将离合器的实体模型导入到动态仿真软件ADAMS环境中。按照离合器的实际工况在ADAMS环境中对离合器的部件进行相关属性定义, 并施加边界条件后得到离合器的虚拟样机模型, 如图6所示。

3.3 仿真分析结果

将建立的虚拟样机模型应用到车辆自动变速仿真系统中, 与静态模型在起步过程和升挡过程中接合过渡相比较。由于离合器的降挡过程与升挡过程在受力和摩擦方面都类似, 故在此不对降挡过程中虚拟样机仿真模型与静态模型的分离过渡进行比较。根据发动机实际工况下输出力矩和离合器输出力矩的测试, 可以得到在起步过程和升挡过程中虚拟样机模型和静态模型的效果。

图7为离合器虚拟样机模型在发动机油门开度为30%工况下起步过渡过程中的转矩和转速变化, 图7a实线为离合器的输出转矩, 虚线为发动机输出转矩;图7b实线为离合器从动盘转速, 虚线为发动机转速。

图8为离合器静态模型在发动机油门开度为30%工况下起步过渡过程中的转矩和转速变化图, 曲线的意义同图7。

从图2离合器起步转速转矩特性可知, 在离合器快速接合的过渡阶段, 离合器的输出转矩逐步增加, 而发动机的输出转矩较小, 并且它们的差距不断缩小直到为零。通过对图7和图8的比较可知, 离合器的快速接合阶段, 即对应图7上0.90～0.95 s的阶段, 离合器的传递力矩平稳过渡, 表明离合器的工作状态很稳定。而图8在离合器的快速接合阶段的时间非常短, 几乎接近零, 离合器的传递转矩发生了突变, 跳变幅度达到了50%, 这不符合离合器实际工况下的工作状态, 不能反映离合器的工作性能。

图9为离合器虚拟样机模型在发动机油门开度为90%工况下升挡过渡过程中的转矩和转速变化, 各曲线意义同图7。

图10为离合器静态模型在发动机油门开度为90%工况下升挡过渡过程中的转矩和转速变化, 各曲线意义同图7。

离合器在升挡过渡的快速接合过程中, 离合器输出转矩继续增大, 发动机的输出转矩也继续增大。图9表明, 在升挡过程中, 离合器的输入转矩和输出转矩都继续增大, 并且在15.2 s后离合器的输出转矩起主要作用, 这完全符合离合器在实际工况下的实际状态。而从图8可以明显看出, 在14.75 s附近, 离合器的传递力矩却发生了突变, 跳变幅度达到了74%, 这完全不符合离合器在升挡过渡阶段的实际工况下的工作状态, 不能真实反映离合器的工作性能。

通过对离合器在起步和升挡过渡过程中动态虚拟样机模型和静态模型的仿真结果对比可知, 静态模型在过渡过程中反映离合器不能平稳过渡, 从而也不能对离合器传递的动力力矩作出精确的模拟和估算, 会影响离合器的运动控制和设计。动态虚拟样机模型较好地体现了离合器在传递力矩的过渡阶段的工作状态, 真实地反映了离合器在实际工况下的实际工作状态, 表明了离合器的工作稳定性是可靠的。

4 结论

本文在分析了离合器动态过程动力学基础上建立了离合器静态模型, 借鉴动态摩擦系数的经验公式定义了离合器狭义动态摩擦系数与输入力矩影响系数, 在离合器实体建模基础上建立了离合器虚拟样机模型。通过对动态虚拟样机模型和静态模型的动态仿真, 表明虚拟样机模型能更准确地模拟离合器动态过渡过程中的实际工作状态, 能真实反映离合器的实际工作性能特性。这对离合器的运动过程控制和结构优化设计提供了可靠的理论依据。

参考文献

[1]张俊智等.自动膜片弹簧离合器的接合控制[J].清华大学学报 (自然科学版) , 1999, 39 (8) :56～59.

[2]葛安林.离合器最佳结接合律的研讨[J].汽车工程, 1988 (2) .

[3]Shushan Ba, Robert L.Moses, Todd Schanz and Michael J.Gorman.Development of a new Clutch-to-Clutch Shift Control Technology.SAE, 1991-01.

[4]康海涛, 双离合器式自动变速器的研究, 吉林大学硕士研究生学位论文, 2004.5.

[5]M.Goetz, M.C.Levesley, Integrated Powertrain Control of Gearshifts On Twin Clutch Transmissions, SAE, 2004.

[6]陈燕.自动变速器汽车的自动换挡规律和特性分析.山东交通科技, 1999 (1) :4850.

[7]郑定浩.现代汽车自动变速器的最佳动力换挡规律.浙江交通职业技术学院, 2000 (1) 1～3.

[8]申水文、葛安林.基于二参数换挡规律的模糊换挡技术.汽车技术, 1998 (1) :9～12.

[9]牛铭奎, 双离合器式自动变速器换挡特性研究.汽车工程, 2004.4.

全过程动态仿真 篇2

船体动态形变数据建模与形变测量仿真?

分析了航天测量船实测形变数据并对其建立了时间序列模型.采用基于此模型的卡尔曼滤波器处理待测点激光陀螺组合的输出信息,并给出待测点间的相对静态和动态形变.仿真显示,该方法对航天测量船的.实际形变的测量误差优于10″,能有效的测量出舰船船体形变.

作 者：李金石 秦石乔 王省书 Li Jinshi Qin Shiqiao Wang Xingshu 作者单位：国防科学技术大学光电科学与工程学院,长沙,410073刊 名：电子测量与仪器学报 ISTIC英文刊名：JOURNAL OF ELECTRONIC MEASUREMENT AND INSTRUMENT年，卷(期)：200822(z2)分类号：V556.8关键词：航天测量船 船体形变 形变测量 时间序列 卡尔曼滤波

全过程动态仿真 篇3

【摘要】压缩机组动态仿真分析系统旨在为压缩机的生产制造、试车、投产、使用和维护提供方案和参考。本压缩机组动态仿真分析系统基于UNISIM软件和压缩机组控制系统开发，有着先进的压缩机组仿真理论，仿真结果精度高。是研究压缩机组动态性能，优化和验证压缩机组控制方案的重要工具。

【关键词】压缩机；动态仿真；UniSim

引言

压缩机组动态仿真分析系统提供的所有的模型，都是基于严格的热力学、动力学机理模型构建的。这种方法适应于多组分、多相变的复杂体系，并具有良好的外延性。本系统利用机组设计时使用的物性方程，开发丰富的压缩机模型算法库，这些算法是根据传热、传质、动量传递、流体力学和自动控制等基本原理开发的，具有较高的精确性和真实性。

1.系统开发

压缩机组动态仿真分析系统的结构，由压缩机组控制系统，压缩机组模型，压缩机组3D操作环境组成。压缩机组控制系统采用真实的工厂控制系统程序，控制系统程序在相应的仿真器上运行。压缩机组模型能够模拟压缩机组的运行工况，并为压缩机组控制系统提供实时数据，经过压缩机组控制系统的自动逻辑判断或操作者认为设定，压缩机组控制系统发出控制命令给压缩机组模型。压缩机组3D操作环境能真实的模拟工厂外操环境，与压缩机组控制系统协同操作，以实现对整个压缩机组的控制。压缩机组模型开发是整个压缩机组动态仿真分析系统搭建的核心，正确、合理、准确的建模是保证分析结果是否真实可靠的的关键。压缩机组动态仿真模型，模型由压缩机、驱动机、管路、阀门等组成，除此之外还有其他辅助系统，如润滑油系统，汽轮机疏水系统，控制油系统等。压缩机组建模首先应该定义模型的基础参数，如工厂当地大气压力，模型采用的单位等。在所有的模拟设备中，压缩机是核心设备。确定压缩机的机型和输送介质后，将压缩机的设计参数输入UNISIM软件中的压缩机模型[2]，形成压缩机各个工况的性能曲线。将压缩机模型与其他模型通过物质流连接，通过逐步调试和完善，动态运行压缩机组模型。建立压缩机组模型与压缩机组控制系统和3D外操环境之间的通讯，即压缩机组动态仿真分析系统。

2.功能及特点

2.1研究压缩机组动态性能

压缩机组动态性能直接影响压缩机运行效率，需要专业的模型和算法并结合工艺过程才能得到分析验证。多机组串并联多用于天然气管道输送，负荷分配一直是困扰生产能耗的首要问题，特别针对于功率不同的压缩机组串并联情况，如何分配各个压缩机组的负荷以实现安全生产、降低能量损耗就显得尤为重要[3]。压缩机组动态仿真系统通过精确的物性方程，配合机组性能特性曲线，结合压缩机自身设备参数，与管网及其它设备配合计算，模拟出机组级联最佳工作点及最佳操作方法，从而在完全不影响正常生产的情况下，尽可能的减小能耗，并使各压缩机组均在最优工况下运行。在节能降耗的同时，增加了压缩机的安全运行系数和使用寿命。

2.2防喘振工况模拟分析

在化工生产过程中，压缩机组会受上下游多重因素的影响，使入口组份、压力和温度发生改变。从而可能造成压缩机组喘振甚至停车[4]。压缩机组动态仿真分析系统可以模拟压缩机组不同工况的改变过程，为用户提供工况改变时的应对方案。在压缩机的使用过程中常常会遇到防喘振阀无法完全关闭的情况，防喘振阀不能完全关闭，不仅会使压缩机组不能达到使用要求，还大大降低了压缩机组的使用效率、安全系数和使用寿命。我们可以利用压缩机组动态仿真分析系统模拟压缩机组此时的工况，将模拟得出的参数与实际设备的参数对比分析，从而找到防喘振阀门不能完全关闭的真正原因，对于不同的解决方案亦可进行进一步验证分析。

2.3控制方案模拟验证

压缩机组的控制主要包括转速控制、防喘振控制、电器设备控制等。压缩机组控制系统分别要经过模拟调试、静态调试和试车验证的过程。但常常在压缩机组投产后仍然会出现很多未被发现的问题，如防喘振发无法关闭，转速无法升到额定转速，汽轮机抽气功能无法使用等。这是因为在压缩机组试车时所输送的介质并非设计输送介质，或者模拟调试时控制系统所采集的数据不是连续变化的。而压缩机组动态仿真分析系统能够模拟真实的压缩机组运行情况，能够更好的验证控制方案的正确性和合理性。能够提前发现并修正控制方案的不足之处，尽可能的减少故障，提高试车效率，节约试车成本。

2.4故障模拟及解决方案

压缩机组作为工艺装置的核心设备，在正常生产过程中难免会出现设备、仪表等各方面问题，这些问题能否正确、快速、高效的处理决定了装置的连续运行及高效生产。压缩机组动态仿真分析系统可以为用户模拟出转速大幅波动，阀门漂移、粘连、泄露，阻力系数改变，机组报警故障等所有可能发生的危险过程及后续引起的设备动作。通过此系统可以提前拟制不同故障时的应急解决方案，并对方案的可行性进行验证，可有效避免机组误停车，减少不必要损失。

2.5操作培训（OTS）

压缩机组动态仿真分析系统同时具备内操环境和外操环境，可用作为操作员培训和考核。压缩机组动态仿真分析系统满足操作人员对压缩机组操作培训的需求，能够帮助操作人员熟悉特定机组的操作过程，积累操作经验，提高操作人员现场故障处理和故障诊断分析能力，使操作人员熟悉并熟练掌握压缩机组的操作方法，包括画面调用、仪表操作、参数修改等。

压缩机组的动态仿真分析系统的操作培训课程与实际设备高度相似，能够培养出熟悉设备，操作熟练的操作人员。与传统的培训模式相比，极大地提高了培训效果，节约培训成本。

3.结束语

压缩机组动态仿真分析系统能够准确地模拟压缩机组的各种运行工况，用以处理常規方法无法解决的压缩机组问题，量化不同工况下压缩机组的参数变化，采集真实设备不易采集的数据。是分析压缩机组性能，了解压缩机组工艺的重要方式。随着石油化工行业的快速发展，压缩机组动态仿真分析系统将被广泛的应用。

参考文献

[1]赵建彬，刘君有，郭俊昌等.HYSYS流程模拟技术在油气处理厂的应用[J].油气田地面工程，2010（8）：93-94.

[2]Honeywell.UniSimDesign Operations Guide[Z].2014/11.

全过程动态仿真 篇4

1 建立模型

纯水液压单体支柱模型的规模比较复杂, 用Simulink中的子系统封装技术把整个系统中的几个模块封装成一个新模块, 构成一个子系统, 本文将纯水液压单体支柱的仿真模型和安全阀的模型分别封装建立子系统, 然后再建立液压单体支柱承载—溢流过程系统仿真模型, 如图1所示:

2 输入参数及结果分析

(1) 顶板压力F

采煤区不同煤层所引起的顶板压力也不相同, 本文选取顶板压力为200kN、250kN、300kN三种支护情况进行支柱系统动态特性的仿真, 得出支柱内腔压力、安全阀流量及安全阀阀芯位移的阶跃响应曲线, 分别如图2、图3、图4所示, 由此能够得出, 顶板压力对纯水液压单体支柱系统动态特性的影响。图中1、2、3分别代表顶板压力为300 kN、250 kN、200 kN。

从图2、图3、图5可以看出, 当支柱承受的顶板压力改变时, 支柱内腔的压力、安全阀的流量及安全阀阀芯位移的稳定值也在改变, 并且随着顶板压力的增大, 其稳定值也都在增大, 表明顶板压力对支柱是一个非常重要的参数, 且当顶板压力过大时, 会造成安全阀的破坏, 应当选用合适的三用阀与支柱配套使用。

(2) 泄漏系数

液压系统中的密封质量是非常重要的, 而密封质量的好坏直接表现为泄漏量的大小, 因此, 泄漏系数对于液压系统也是一个非常重要的参数。本文选取理想状况、泄漏系数为1×10-10 (m3/s) /Pa、1×10-9 (m3/s) /Pa及1×10-8 (m3/s) /Pa四种情况进行支柱系统的动态仿真, 可以得出支柱内腔压力、安全阀流量及安全阀阀芯位移的阶跃响应曲线, 如图5、图6、图7所示, 图中1、2、3、4分别代表泄漏系数为0、1×10-10 (m3/s) /Pa、1×10-9 (m3/s) /Pa、1×10-8 (m3/s) /Pa。

单位: (m3/s) /Pa

单位: (m3/s) /Pa

单位: (m3/s) /Pa

通过图5、图6、图7可得出仿真结果, 当泄漏系数等于或小于1×10-10 (m3/s) /Pa时, 纯水液压单体支柱系统的动态性能与理想状况的基本相同, 但是当泄漏系数等于或大于1×10-9 (m3/s) /Pa时, 支柱系统动态特性出现失真情况, 表明当泄漏过大时, 纯水液压单体支柱将不能正常工作, 此时应及时改善其密封性能以保证工作性能。

3 结论

⑴不同的顶板压力对纯水液压单体支柱系统动态稳定性存在影响, 顶板压力增大、支柱的稳定性增大, 当顶板压力过大时, 支柱安全阀损坏。可见, 顶板压力对于纯水液压单体支柱系统也是一个非常重要的参数。

⑵不同的泄漏系数对纯水液压单体支柱系统动态稳定性存在影响, 当泄漏系数超过一定数值后, 支柱系统单体特性失真, 支柱无法正常使用。可见, 泄漏系数对于纯水液压单体支柱系统也是一个非常重要的参数。

摘要：本文将针对纯水液压单体支柱在承载-溢流过程中存在影响其动态性能的因素, 利用Simulink软件建立动态仿真模型, 通过输入不同承载压力、不同的漏液系数来分析研究对纯水液压单体支柱承载-溢流过程的影响, 对设计研制纯水液压单体支柱提供一定的依据。

关键词：纯水液压单体支柱,承载-溢流,仿真模型

参考文献

[1]邹建, 等.数字式纯水液压溢流阀的建模与仿真[J].流体传动与控制, 2009, 4:15-17.

[2]袁桂锋, 等.直动式纯水溢流阀的动态特性仿真[J].机床与液压, 2006, 6:88-90.

[3]崔浩, 等.基于MATLAB/simulink的阀控液压缸动态特性仿真与优化[J].机械传动, 2007, 31 (4) :67-68.

[4]赵恩刚.数字式纯水液压溢流阀的设计研究[D].昆明理工大学, 2008.

[5]叶献华.煤矿单体支柱纯水三用阀的结构与性能研究[D].安徽理工大学, 2008.

[6]Juárez-Ferreras R, González-Nicieza C, MenéndezDíaz A, et al.Forensic analysis of hydraulic props in longwall workings[J].Engineering Failure Analysis, 2009, 16 (7) :2357-2370.

[7]王传礼, 等.对称四通阀控非对称液压缸伺服系统动态特性研究[J].机械工程学报, 2004, 15 (6) :471-474.

[8]刘毅, 等.新型捣固装置的结构建模与仿真[J].浙江大学学报, 2011, 45 (11) :1941-1947.

全过程动态仿真 篇5

汤亚芳，施怀瑾

（贵州工业大学电气工程学院，贵州 贵阳 550003）

摘 要：采用MATLAB PSB建立了STATCOM的时域仿真模型，以实例对STATCOM在系统故障时的动态运行特性进行了仿真研究。结果表明，当控制器采用常规的算法时，STATCOM的运行可能会严重偏离其正常运行条件，此时STATCOM无论是退出运行或继续存在于系统都可能加剧系统的故障状态。

关键词：静止无功补偿器（STATCOM）；动态特性；故障；仿真 中图分类号：TM743；TM761.1 文献标识码：A

0 引 言

采用大功率门极可关断晶闸管(GTO)的STATCOM由于具有响应速度快，可以在感性到容性整个范围中连续地进行无功调节，特别是在欠压条件下所需储能电容容量较小，从而可减小装置体积等优点，在电力工业界得到愈加广泛的应用。通过控制器的控制作用，STATCOM具有无功功率控制、维持连接点的电压稳定、防止系统电压崩溃及提高系统的暂态稳定性等功能。而STATCOM对电力系统作用的同时，电力系统的动态和暂态过程都不同程度的影响STATCOM的运行。特别是在系统故障情况下，STATCOM的运行条件突变，此时有必要研究一下它的动态特性，以全面评价STATCOM的性能。

本文利用MATLAB PSB建立了STATCOM时域仿真模型，对系统故障情况下STATCOM的动态特性进行了仿真，得到了一些有用的结论。含STATCOM的简单电力系统的仿真模型的建立

本文利用MATLAB PSB仿真软件进行仿真，仿真系统接线图见图1.利用文献［4］中提出的建模方法建立该电力系统及STATCOM的仿真模型，参数见文献［4］.STATCOM的控制算法采用常规的控制算法：PI控制算法（图2）.图1 含有STATCOM的单机—无穷大系统接线图 图2 PI逆系统电压控制框图STATCOM受扰状态仿真研究

2.1 STATCOM的运行状态的变化

STATCOM在运行过程中要受到直流侧电容电压Udc和输出电流IA的限制，它们应满足以下条件：

Udcmin≤Udc≤Udcmax

IA≤IAmax(1)一旦Udc或IA超出限制范围，STATCOM装置本身将会受到损坏。当系统出现故障时，STATCOM的控制器将调节输出无功，以提高系统的暂态稳定性，此时Udc或IA很可能超出限制范围，STATCOM安全将受到威胁。

假定t=0.1s时，图1所示电力系统线路1在STATCOM连接点处出现三相接地短路故障，t=0.2s短路线路切除并保持单回线路运行。由仿真结果（图3）可以看出在故障期间，STATCOM的电容电压及输出电流均超出正常运行范围，这将引起STATCOM的故障。(a)STATCOM直流侧电容电压(b)STATCOM输出电流曲线

图3 系统故障时STATCOM运行状态变化曲线

2.2 STATCOM退出系统运行时的仿真分析

由以上仿真分析可知，系统故障期间STATCOM的工作条件变得很恶劣。当输出电流及电容电压超过STATCOM的安全运行范围时，保护系统将动作，封锁GTO脉冲或使STATCOM退出运行。

当系统出现故障时，STATCOM接入点系统电压变化较大。此时STATCOM的控制器将动作，使得δ不断变化，由于STATCOM输出的无功功率可表示为Q=Us/(2r)sin2δ（式中Us为STATCOM接入点系统电压；r为STATCOM等值电阻；δ为STATCOM输出电压与系统电压之间的相角差），因此其输出的无功也在不断变化中。如果在STATCOM向系统输出较大无功时自身又出现故障，为保证STATCOM安全，它的保护系统将会动作将其切除，这时系统出现无功缺额。如果系统无功备用足够的话，经过发电机的励磁调节器的调节作用，电压还能恢复到原有水平。如果无功备用不足，则电压将会出现较大的波动。

此时，STATCOM不仅不能起到原有的控制作用，反而可能因为它的退出又将使受扰系统受到新的扰动，系统的暂态稳定将遭到更大的考验。

假设在t=0.5ms时，STATCOM接入点处线路1发生三相短路故障；t=0.7ms线路1被切除；而在t=0.6ms时，因为出现过电流STATCOM退出系统。仿真结果（图4）显示由于STATCOM的退出使得系统振荡加剧，并最终失去稳定。可见在系统故障期间，应尽量提高STATCOM的生存能力，不应随意的将其退出。这样一可以避免它的退出对系统所产生的冲击，二来也避免了STATCOM缓慢的再投入过程。

(a)STATCOM未接入系统(b)STATCOM在系统故障时退出

图4 系统故障时STATCOM退出运行的仿真分析

2.3 STATCOM继续运行时的仿真研究

如果STATCOM的控制系统采用的是常规的潮流控制方式（电压控制及无功控制）时，在系统正常运行情况下，这些控制方法确实能起到应有的作用。但是一旦系统运行在特殊的运行方式时（如负荷突增，短路故障），这些控制方法有可能会减弱系统的阻尼，甚至使系统出现“负阻尼”的现象，使系统的振荡加剧。

在理论上证明这种现象的存在性：利用文献［9］提出的方法来建立安装有STATCOM的电力系统的Phillips-Heffron模型，并利用该模型来分析电力系统的稳定性。

根据图5所示的电力系统的等值电路图可得出系统的Phillips-Heffron模型为：

EqEfdVdc0K1MK4MKAK5TAK7bDM0000K2MK3001Td01TA00KpdcMKqdcTd0KAK6TAK8MKAKvdcTAK9EqEfdVdc0KpMKqTd0KAKvTAKd(2)

式中：Δδ为发电机相角增量；Δω为发电机转速增量；ΔEq′为发电机暂态电势增量；ΔEfd为空载电势增量；ΔVdc为STATCOM直流侧电容电压增量；Δψ为STATCOM输出电压与系统电压相角差的增量；M为发电机转动惯量；TA和KA为励磁机等值时间常数和增益；Td0′为励磁绕阻时间常数。

K1Pe,K2PeEq,K3EqEq,K4VtPepdc,K5PeVdcVt,K6VtEqKPep,KqEq,Kv,K,KqdcEqVdc

图5 等值电路图 根据以上模型，我们可得到STATCOM从Δψ到发电机机电振荡环节向前通道中由STATCOM提供的阻尼转矩：

ΔTEDC=-KpψΔψ(3)如果STATCOM采用电压PI控制，设PI控制的微分系数为K1,比例系数为K2.则有以下控制算法：

(K1sK2)V((K1sK1sK2)mVdc(K1sK2)mK(4)(5)

由式（5）可看出，STATCOM是否向系统提供正的阻尼转矩取决于系数Kpψ的正负。Kpψ>0时，STATCOM向系统提供负阻尼；Kpψ<0时，STATCOM向系统提供正阻尼。

，因此在系统负荷变化比较大或故障期间电压波动大时，由于控制器因为的控制作用使得ψ角不断增大，也就是说STATCOM向系统输入的有功功率Pe增大，使得Kpψ>0，STATCOM就向系统提供负阻尼，从而加剧系统的故障。

下面以仿真来证明这种现象的存在性。

假设在t=0.3ms时，STATCOM接入点处线路1发生三相短路故障，故障在t=0.5ms时被切除。图6（a）表示STATCOM未接入系统时，发电机的转速变化曲线。图6（b）表示STATCOM接入系统后的发电机变化曲线，由图中可以看出此时发电机转速的波动更加剧烈。因此在系统故障期间，STATCOM不能采用一些常规的控制方式，而应采用其他的一些控制措施。KpTEDCKpK2)mVdcKpdcPe(a)STATCOM未接入系统(b)STATCOM接入系统

图6 STATCOM对系统产生负阻尼作用的仿真分析 结 语

本文利用MATLAB PSB对STATCOM在系统故障时的动态特性进行了时域数值仿真。仿真结果表明：

1．采用常规控制的STATCOM，在系统故障情况下其输出电流及直流侧电容电压将会增大，此时STATCOM的安全将受到极大的威胁。

2．系统故障时，为STATCOM的安全着想将其退出运行，此时有可能引起系统运行的不稳定。

3．系统故障期间，采用常规控制的STATCOM会使系统的振荡加剧。

基于以上分析，在系统故障时，要对STATCOM采取特殊的措施，使其本身的安全及系统的安全都不受影响。目前在一些文献中（如［1］、［5］）已经提出了一种STATCOM的保护性控制方式，这种保护性的控制方式可以在一定程度上避免这些情况的产生。作者在文献［8］中提出了一些解决措施，并用仿真方法加以了检验。

参考文献：

[1] 梁旭．基于大功率GTO的静止无功发生器反故障系统研究 ［D］ ．北京：清华大学电机系，1998． [2] J D Ainsworth,M Davies,P Jfitz，et al．Static VAR compensator(STATCOM)based on single-phase chain circuit converters［Ｊ］．IEE Proc-Gener Transm Distrib,1998,145(4):381-386.[3] 汤亚芳，施怀瑾，杨赢,等．利用MATLAB PSB进行电力系统仿真［J］．贵州工业大学学报，2001，30(3):46-49.[4] Rahman M，Ahmed M，Gutman R，et al．UPFC Application on the AEP System：Planning Considerations[J]．IEEE Trans on PWRS,1997,12(4):350-358.[5] Clark Hochgraf, Robert H Lasseter．STATCOM Control for Operation with Unbalanced Voltage[J]．IEEE Trans on Power Delivery ,1998,13（2）：538-544.[6] Loren H Walker．10-MW GTO Converter for Battery Peaking Service［J］．IEEE Trans on Industry Application ,1990,26（1）：63-72.[7] 姜齐荣，沈东，韩英铎,等．ASVG在系统不对称情况下的运行及控制［J］．清华大学学报（自然科学版）,1997,37(7)：26-29.[8] 汤亚芳．FACTS设备保护系统的研究［D］．贵阳：贵州工业大学，2001．

[9] H F Wang.Phillips-Heffrons Model of Power System Installed with STATCOM and application［J］.IEE proc-Gener Transm Distrib,1999,146(5):521-527.The Application of the Protective Control on the SATCOM

全过程动态仿真 篇6

涉网保护和限制是指在发电机组的继电保护和励磁限制中,动作行为和参数设置与电网运行方式相关,或需要与电网中安全自动装置相协调的部分[1]。随着中国电力系统的迅速发展,超(超)临界大容量机组的不断投入运行,发电机运行状况的好坏将直接影响到电力系统的安全稳定运行,电厂与电网协调管理的重要性日益凸显。

由于中国电力系统厂网分开的现实状况,发电机组的保护定值通常由发电厂从机组本身安全角度出发,根据设备参数、参考规程推荐值自行整定,定值相对保守,且涉网保护和限制配合关系不合理,缺乏与实际电网之间的协调。近年来国外发生的多次大停电事故分析表明,机组涉网保护和限制与电网之间的协调配合是保证系统安全稳定运行的关键因素之一[2,3,4]。网源不协调,可能会诱发事故,甚至造成事故扩大化的严重后果[5,6,7]。为了提升网源协调水平,防止涉网保护和限制拒动和误动,确保系统安全稳定运行,需要加强电厂的涉网保护与限制整定值校核和管理。

国内外相关学者已经在这方面进行了大量研究。文献[8]针对火电机组汽轮机超速保护设备和高频切机措施配合不当的问题,提出了高频切机措施与超速保护设备优化配置原则及配置方案。文献[9]提出了一种过励磁限制、定子过电流保护与电压自动调节装置的协调方法。文献[10-12]探讨了失磁保护和低励限制定值在R-X平面与P-Q平面时的换算方法及低励限制与失磁保护定值的整定方法。上述文献大都关注于涉网保护定值整定,较少涉及涉网保护动作行为对电网的影响。

目前,国内外常用的电力系统稳定仿真程序如PSASP, PSD-BPA, PSS/E, EUROSTAG,NETOMAC等,均没有提供发电机组涉网保护和限制自动校核功能,对发电机组涉网保护与限制之间不合理的配合关系,以及涉网保护不正确的动作行为引发的连锁故障,缺少行之有效的校核手段。

另一方面,随着国内大规模超、特高压交直流电网的建设,电力系统的动态特性日益复杂,不同时间尺度的响应过程紧密联系、相互影响。传统的不同时间尺度相互独立的仿真程序,已经难以适应电网对数字仿真的要求。

电力系统全过程动态仿真程序PSD-FDS[13,14,15,16],不仅包含了常规机电暂态模型,还提供了用于研究电力系统中长期过程的动态模型,如锅炉、锅炉汽机协调控制及自动发电控制等模型,可将电力系统机电暂态和中长期动态过程有机结合后进行仿真,能够更加准确地描述电网在故障发生后的运行状况。

为了研究涉网保护和限制的动作行为对电网稳定运行的影响,本文基于PSD-FDS,提出了一种适用于大规模电力系统稳定仿真的发电机涉网保护和限制的自动校核方法,并建立了符合中国电力系统实际的涉网保护和限制的详细模型,实现了涉网保护和限制的自动校核。

1 发电机涉网保护和限制

为了实现涉网保护和限制的自动校核,本文基于文献[17-20],并根据国内机组采用的主流二次设备实际情况,建立了相应的涉网保护和限制仿真模型,可满足不同原理涉网保护及限制的校核需求。例如:失步保护模型包含三元件原理、双遮挡器原理及三阻抗圆原理等,低励限制动作特性可分为直线型、折线型和圆形等。

1.1 失磁保护

失磁故障是发电机最为常见的故障形式。失磁故障发生后,发电机将过渡到异步运行,有功功率下降,无功功率反向,并在转子回路中出现差频电流,上述电气量的变化,在一定条件下将威胁电力系统的稳定运行,威胁发电机本身的安全[17]。若失磁保护整定不当,发电机发生失磁故障时有可能拒动,造成电网发生振荡,威胁系统的稳定运行。

1.2 失步保护

随着电力系统规模的增大,电网的等效阻抗呈减小趋势,而大型发电机变压器组的阻抗却随机组容量增大,使得振荡中心常落在发电机端或升压变压器范围内,加重了振荡过程对机组的影响,威胁大型汽轮发电机的安全运行[17,18]。

目前,失步保护一般按照阻抗测量曲线穿过动作区的次数整定,若失步保护和失磁保护配合不合理,会导致失磁保护抢动。为保证发电机组的安全运行,除了上述失磁保护,还需要对失步保护进行校核。

1.3 超速保护

当电网有功过剩,特别是送端孤岛运行时,系统频率可能会出现快速上升的现象。此时,仅靠调速系统难以满足防止机组转子转速飞升的要求。对于大型火电机组,必须通过超速保护强行快速关闭高、中压调节阀,有效控制汽机转速,避免功角增大而导致发电机失步。但若超速保护控制(OPC)定值设置不当,也会导致发电机汽门反复开闭,孤岛内功率大幅振荡,最终导致电网频率失稳,甚至全网停电[8]。此外,OPC的反复动作对汽轮机叶片冲击较大,甚至可能造成叶片损坏。

1.4 过励限制

发电机在运行过程中,如果长时间过励磁会加速绝缘老化,损害绕组的绝缘强度和机械性能,并会引起局部过热,威胁机组的使用寿命。因此,发电机必须装设过励限制和保护。但不合理的过励限制和保护定值,可能会导致过励保护抢动,造成发电机跳闸,增大系统无功缺额,威胁系统稳定运行。

1.5 低励限制

发电机在低励运行时,定子端部漏磁增强,将使端部部件和端部铁芯过热,威胁发电机的安全运行,因此,需要限制发电机的进相运行深度。文献[19]分析了典型的低励限制模型,该模型可由比较环节、比例放大及超前滞后环节和限幅环节三部分近似表示(见图1)。图中:Q为实测的无功功率;QVR为有功功率P对应的最低允许无功功率;K为比例放大系数;TH1为超前时间常数;TH2为滞后时间常数;Umax和Umin分别为电压上、下限;UUEL为输出励磁电压参考值。

低励限制计算发电机无功功率与其允许值之差,放大后经超前滞后环节及限幅环节将结果输出,以控制无功功率不超过允许值。若低励限制整定不当,可能导致失磁保护在低励情形下抢动,使发电机退出运行。

1.6 其他保护限制

为保护自身安全,机组通常还设有低励限制、伏/赫兹限制(V/Hz限制)、过激磁保护、频率异常保护、定子过负荷保护等。合理配置这些涉网保护和限制,并使之与安全自动装置协调配合,对于防止出现连锁反应,确保机组和电力系统的安全稳定运行具有重要意义。

2 校核原理

涉网保护的校核以往只能依靠人工,通过比较测量值和绘制动作区来完成校核工作,不仅过程繁琐、工作量大,且难以适应运行方式和故障条件的变化,不易获得准确结果。本文提出了一种涉网保护的自动校核方法,分别实现了涉网保护和限制之间配合关系的校核、涉网保护动态特性校核及涉网保护与电网安全自动装置配合关系的校核。

2.1 发电机涉网保护和限制之间的协调配合

发电机组通常配有完备的保护和限制功能。当出现异常工况时,机组应首先确保自身安全运行,并在此前提下充分发挥动态调节能力,为电网的安全稳定运行提供支撑。这就要求机组涉网保护和限制具有良好的协调配合。本文主要探讨低励限制与失磁保护、过励限制与过励保护、V/Hz限制与过激磁保护之间协调配合关系的自动校核。

励磁调节器中的过激磁保护,应遵循V/Hz限制先于过激磁保护动作的原则,且定值不超过发电机的过激磁能力。在低励保护和限制方面,须确保低励限制先于失磁保护动作,且低励限制线应与静稳极限边界配合,不超过发电机的进相能力,并留有一定的裕度。当发电机发生过励时,过励限制应先于过励保护动作,而过励保护则应先于转子绕组过负荷动作,且过励限制和过励保护的整定值不能超过发电机的过励能力。自动校核软件分别对各组涉网保护和限制的整定值进行比较,检验是否满足规程要求及动作原则。

2.2 涉网保护和限制的动态特性校核

由于涉网保护的动作行为与电网的运行方式、故障情形、发电机等设备的故障后暂态及动态过程密切相关,且发电机组可能装设不同厂家的保护装置,故障判别原理存在差异,因此有必要对涉网保护和限制的动态特性进行校核,确保不同保护、限制之间配合合理,动作可靠。

为了校核涉网保护的动态特性,需要确定电网当前的实际运行方式,获取实际运行参数;依据实际电网参数和预想故障集,对电网运行情况进行仿真,并汇总仿真结果,检验各涉网保护在相应故障下的动作行为。若出现保护拒动、误动或抢动等情形,校核软件将给出相应的定值整改要求。

2.3 涉网保护与电网安全自动装置之间的协调配合

为了充分发挥机组的动态调节性能,提升网源协调能力,涉网保护的整定不仅要考虑机组本身的安全,还应与电网中的安全自动装置相配合。在实际运行中,由于设备制造厂家及发电厂往往只从保护设备角度出发,保护定值设置比较保守,没有考虑与实际电网的协调配合,因此有必要对涉网保护与安全自动装置间的配合关系进行校核。

首先,涉网保护与安全自动装置在动作顺序上应相互配合。例如,文献[1]规定汽轮机OPC应与机组过频保护、电网高频切机装置协调配合,遵循高频切机先于OPC,OPC先于高频保护动作的原则等。若机组涉网保护与安全自动装置配合不当,有可能使涉网保护抢动或拒动,威胁电网的稳定运行。因此,涉网保护启动定值在整定时应与电网安全自动装置协调配合,确保电网的稳定运行。

在校核安全自动装置与涉网保护动作顺序的同时,还需要考虑系统在不同运行方式下发生故障后,系统的功率差额。整定涉网保护的延时及启动值时,要与安全自动装置密切配合,合理安排每轮的切机切负荷量,防止由过切引起的事故扩大。

3 自动校核的实现

自动校核是指校核程序以涉网保护定值信息及电网参数为输入,根据预设故障集,自动对选定的涉网保护进行校核,检验保护是否可靠动作,并分析保护动作对电网运行参数的影响,评估系统运行风险。下文简单介绍校核程序的功能及工作流程。

3.1 校核信息建模

系统中机组数目庞大,涉网保护和限制的关系复杂。为了实现对全网机组涉网保护与限制的自动校核,本文采用逐层搜索电厂→机组→涉网保护和限制的方式,建立对每一个保护和限制模型的快速、准确索引,并进行相应的信息存储和查询。

校核信息包括校核对象和校核类型。定值是描述校核对象动作特性的重要参数,每个校核对象都有相应的定值表。校核对象通过索引信息实现与定值表的关联映射。校核类型则定义了需要实现的校核功能,包括涉网保护动态行为校核,涉网保护和限制之间以及涉网保护和安全自动装置之间的配合关系校核等。

3.2 运行方式自动识别

电力系统的运行状态处于不断变化之中。当电网结构、线路参数和短路电流水平发生变化时,应当及时校核涉网保护的配置与整定,避免保护发生不正确动作[1]。校核程序每隔一段时间自动读取一次电网潮流信息,并根据设备(线路、机组、变压器等)投退情形识别网络当前的拓扑结构,进而确认系统运行方式。当电网运行方式发生变化时,校核程序可自动识别,并以此方式下的潮流数据为基础,校核涉网保护和限制的动作特性。

3.3 故障集自动生成

为了检验故障情况下涉网保护动作对电网运行的影响,需要根据导则规定及实际需要,预先对电网中可能会引起涉网保护和限制动作的线路及发电机进行故障设置。预设故障包括常规的N-1故障、N-2故障、断路器失灵、切机、切负荷和发电机失磁故障等。为了实现自动校核,本文引入了故障集,针对某一实际运行方式,根据故障集中预设的故障进行批量动态仿真,全面校核涉网保护和限制的动作行为对电网安全稳定运行的影响。

3.4 校核流程

如图2所示,程序首先根据电网潮流基础数据、开机方式和线路投停等确定电网运行方式,获取电网运行参数;读取涉网保护和限制定值信息,自动搜索并匹配相应发电机,建立涉网保护和限制模型。

完成建模后,逐一选择机组,根据保护或限制类型选择需要配合的保护定值进行比较,判别保护和限制的配合关系是否满足要求,直至遍历全网。配合关系校核完成后,程序会根据生成的故障集,依次从中选取其中一种故障形式,对电网运行情况进行仿真,直至扫描完所有故障事件。当故障发生或保护动作时,程序将记录全网电压、电流和频率等实时数据的变化,判断电网有无振荡或失稳,电压、功率等参数有无越限等。

校核结束后,程序将汇总电网在不同故障条件的运行风险,列出可能出现的涉网保护和限制的异常动作行为,并给出相应的整改建议,最终统一形成校核报告并输出。

4 算例分析

4.1 算例简介

本文以实际电网数据为例,对不同故障情形进行全过程动态仿真,分析了电网中发电机涉网保护和限制的动作行为,并给出相应的校核结论。为了准确模拟故障过程中发电机的暂态过程,电网中所有发电机均采用五阶模型建模,并采用实测参数,包括励磁系统、电力系统稳定器(PSS)、原动机和调速器。

由于电网中机组较多,限于篇幅,下面仅以所选D省电网中的一台机组为例进行说明。所选机组A的参数如下:额定功率353 MVA;功率因数0.85;励磁系统采用自并励静止励磁系统模型;发电机五阶模型相关参数分别为Td0″=0.04,Tq0″=0.06,Td′=8.47,xd″=0.155,xd′=0.227,xd=1.861,xq″=0.152,xq′≈xq=1.814。

4.2 发电机保护和限制协调关系校核

本节以过励限制和过励保护为例,说明涉网保护与限制之间配合关系的校核。机组A的过励限制及保护定值如表1所示,图3给出了相应的整定曲线(局部)。

容易看出,过励限制和原过励保护整定值曲线存在交叉,即过励保护有可能先于过励限制动作,不满足文献[1]规定的配合要求。因此,需修改过励保护定值,使其动作定值曲线位于过励限制的定值曲线之上,且留有一定的裕度,确保过励限制先于过励保护动作。

4.3 涉网保护和限制的动态特性校核

本节以低励限制和失磁保护为例,说明涉网保护动态特性校核的校核方法。

4.3.1 失磁保护校核

上述机组A采用南瑞RCS985 型三段式失磁保护,Ⅰ段、Ⅲ 段动作判据为异步阻抗圆+ 无功反向,延时分别为0.5s和3s,Ⅱ段判据为异步阻抗圆+无功反向+机端母线低电压,延时为1s。其中无功反向定值为-40 Mvar,母线低电压定值为额定电压的0.85。

机组A发生失磁故障时,失磁保护 Ⅰ 段、Ⅱ 段均能可靠动作,两段保护从发生故障到切除机组所需时间分别为5.82s和7.48s。但Ⅲ段延时整定过长,若只投入Ⅲ段,发电机失磁后测量阻抗多次进入动作区后保护仍未跳闸,系统发生振荡,故障过程中机端测量阻抗如图4所示。将失磁保护Ⅲ段延时改为2.5s,发生失磁故障7.81s后保护Ⅲ段动作,切除机组。从失磁故障发生到保护 Ⅲ 段动作过程中,机组A的机端测量阻抗如图5所示。

4.3.2 低励限制校核

机组A的低励限制按直线型整定,动作特性为P-Q平面上(0,-0.35)和(0.85,-0.2)两点确定的直线,将机组A的失磁保护异步阻抗圆按文献[10]所述方法折算到P-Q平面后,定值关系如图6 所示。由于在P-Q平面上,低励限制曲线在失磁保护异步圆的上方,因此两者定值满足低励限制先于失磁保护动作。

低励限制超前滞后环节参数取不同值时,从发生失磁故障到机组A低励限制动作所需时间如表2所示。

如表2所示,当低励限制超前滞后环节的滞后时间常数选择过大时,会使动作时间延长。例如:当TH1=1,TH2=7 时,低励限制动作时间将大于4.3.1节所述失磁保护Ⅰ段的动作时间(5.82s),从而导致失磁保护抢动。

4.4 涉网保护与安全自动装置的配合关系校核

D省电网通过一条500kV双回线路向外部输送功率,小方式下联络线上的送出功率为2 409 MW。该地区火电机组均装设OPC保护,且统一整定为1.03倍额定频率时启动,在1倍额定频率时复归。电网中装设高频切机装置,高频切机定值如表3所示。

当电网联络线由于三相短路跳开时,D省电网孤岛运行。该地区系统频率如图7中的蓝色虚线部分所示。

可以看出,由于高频切机装置启动定值整定不当,机组OPC保护先于高频切机动作。由于所有机组OPC同时动作,造成电网有功功率不足,导致系统频率下降。而当OPC复归时,机组出力又同时快速恢复至OPC动作前状态,致使电网由功率不足迅速变为功率过剩,频率上升;如此反复,造成系统频率振荡。为了避免上述情形发生,可差异化设置机组OPC定值。

本例中将2 台600 MW火电机组设定为额定频率的1.03倍启动,1台300MW和1台600 MW火电机组设定为额定频率的1.04倍启动,剩余火电机组改为额定频率的1.05倍启动,防止OPC动作时电网中机组出力减少过多。修改定值后,对上述故障再次仿真,电网频率偏差如图7 中实线所示。启动值设定为1.03倍额定频率的机组OPC保护动作后,电网中机组减少出力1 207 MW,通过电网中其他机组及负荷的调节作用,电网频率缓慢下降,最终稳定在50.3Hz左右。

此外,还可以通过修改高频切机启动频率来避免频率振荡。例如,将4轮高频切机启动频率分别修改为50.6,50.8,51.0,51.2Hz,重复上述故障情形。安全自动装置动作4轮后,电网频率迅速下降,最后稳定在50.2Hz左右。系统频率如图7中红色点线所示。

5 结语

本文基于全过程动态仿真程序PSD-FDS,提出了一种发电机组涉网保护和限制的自动校核方法,在发电机涉网保护和限制之间的协调配合、涉网保护和限制的动态特性校核及涉网保护与安全自动装置间的协调配合3个方面,实现了对涉网保护和限制在不同运行方式、故障条件和控制策略下的动作行为的自动校核。本文研究成果可更好地发现电网中存在的涉网保护定值整定不当或保护与限制间配合不合理等问题,实现电网的优化控制,为电网的安全稳定运行分析和决策提供有力支撑。

摘要：针对发电机涉网保护和限制的整定值保守、配合关系不合理,涉网保护和限制缺乏与实际电网之间的协调控制等问题,提出了一种基于全过程动态仿真的发电机组涉网保护和限制自动校核方法。该方法可自动识别运行方式变化,针对不同故障形式进行全过程动态仿真,校核涉网保护和限制的动作特性及其对电网稳定运行的影响,并评估相应运行风险。仿真结果表明,基于全过程的自动校核方法能够较为真实地反映实际电力系统发生故障后的动态过程,更好地发现由于保护和限制定值缺陷导致的问题,实现优化控制对象,为电网的安全运行分析和决策提供支撑。

全过程动态仿真 篇7

混合可应用于许多场合,如材料改性共混、物料化学反应、多组分混炼等[1]。随着改性共混材料的迅速发展和其种类的不断增加,研究和开发混炼设备越来越受到重视[2,2]。各国专家学者对聚合物挤出成形加工机理进行了大量研究和探索,目前大致有两种主要的研究趋势。一种是对普通螺杆进行改进和提高,开发新型螺杆,如分离型螺杆、屏障型螺杆、分流型螺杆、多螺杆挤出机、Buss连续混炼机等。销钉螺杆是分流型螺杆中重要的一种混炼元件,研究者对销钉结构的研究进行了多方面的探索。Yao等[3]将混炼段总体混合率和停留时间分布作为评价指标,研究了销钉排布间距对销钉螺杆混炼段混合性能的影响。Hwang等[4]根据动力学理论,用Poincare截面图实验和数值模拟的方法,研究了不同销钉排布对螺杆混合性能的影响。李晓翠等[5]用正交设计法设计了9组不同排布的销钉单螺杆,考察了一个导程内销钉排数、每排销钉个数和销钉高度对销钉单螺杆混炼段混合性能的影响。另一种是从改进操作条件出发,如高速挤出机、电磁动态塑化挤出机等。其中把振动力场引入到混炼设备中的方法得到了高度重视。Bevis利用SCOREX(shear control orientation in extrusion)技术和4个活塞的推拉运动使聚合物熔体受到剪切振动[6,7]。Fridman等[8]对在螺旋剪切条件下的聚合物熔体流动进行了理论分析,并通过实验研究了旋转振动力场对聚合物熔体挤出过程的影响。Qu等[9]研制成功的塑料电磁动态塑化挤出机能在挤出加工的全过程引入周期性振动力场,该挤出机体积重量减小了50%,能耗降低30%～50%,对物料适应性好,挤出制品性能显著提高。

本文尝试结合以上两种研究方法,应用电磁动态塑化理论,把振动力场引入销钉螺杆混炼设备中,为了方便对比,选择应用最为广泛的单螺杆混炼设备作为参照,并应用流体动力学软件POLYFLOW对销钉螺杆塑料挤出机和单螺杆挤出机混炼段简化模型分别进行叠加振动力场数值模拟,对比分析振动力场对混炼效果的影响,并与实验研究结果进行了比较论证。

1 模型与材料

1.1 物理模型

为了简化分析,聚合物物料在销钉元件和螺杆元件中的流动可近似看作是等温流动,螺槽和机筒内壁的曲率影响可以忽略,并作如下假设:①熔体的流动为连续、等温的层流;②螺槽深度H比螺槽宽度W小得多,且沿螺槽深度方向无流动;③熔体是不可压缩的,即其密度不变;④熔体沿机筒和螺杆表面无滑移;⑤忽略重力的影响,忽略界面的表面张力。简化后模型如图1所示。图1a为销钉元件,其轴向长度为37mm,外直径为30mm,内直径为27mm,销钉截面为边长3mm的正方形。图1b所示为螺杆元件,其轴向长度为37mm,外直径为30mm,螺棱高为1.5mm,螺旋升角为17.65°。销钉与螺杆元件流道一样,均为环形流道,如图1c所示,其长度为39mm,外直径为31mm,内直径为27mm。

叠加振动场为正弦场,销钉与螺杆元件做轴向振动,设轴向振动位移为

S=Asin(2π f t) (1)

式中,A为销钉与螺杆轴向振动振幅,取值为0.5mm;f为销钉与螺杆轴向振动频率,取值为10Hz;t为销钉与螺杆轴向振动时间。

对式(1)两边求导,得到销钉与螺杆元件轴向振动速度为

v=2πf Acos(2πf t) (2)

1.2 材料及模拟方法

采用Cross Law本构模型来表征混炼熔体的黏度:

$\eta =\frac{\eta {}_0}{1+(\lambda \dot{\gamma }){}^m}(3)$

式中,η0为零剪切黏度;λ为松弛时间;m为Cross定律指数;$\dot{\gamma }$为剪切速率,表征流体在与其流动方向垂直方向上的速度梯度。

模拟采用的聚合物为线性低密度聚乙烯,其物性参数为η0=8000Pa·s,m=0.75,λ=0.12s,密度ρ=924kg/m3,入口流量qV=5848mm3/s,销钉与螺杆元件转速均为n=60r/min。

2 结果与讨论

2.1 轨迹线对比

为了清楚地观察销钉混炼元件和螺杆混炼元件的内部熔体流动情况,选择其流道内粒子的轨迹线作为比较对象。图2所示为销钉元件和螺杆元件流道入口处两示踪粒子的轨迹线。由图2可知,单螺杆混炼元件内熔体呈现螺旋状,从入口向出口方向流动;销钉混炼元件内熔体也呈现螺旋线规律流动,但这种流动的轨迹形状有一定的紊乱和扰动,其原因主要是销钉的错落排列改变了熔体流动的方向,在有销钉的部位打乱了熔体的运动轨迹,使熔体被迫绕过销钉进行分流,然后重新排列组合向前流动。这说明销钉混炼元件可以使熔体不断经历分流、合并、取向的过程,使熔体受到比单螺杆元件更多次数的剪切、压缩和拉伸流动,从而产生良好的塑化效果。

2.2 最大剪切速率对比

混炼是不断减少连续相与分散相混合的不均匀性,最终达到均相体系的一种过程,混炼操作分为搅拌、混合和混炼[10]。压缩、剪切和置换称为混炼三要素,分布由置换来完成,剪切为进行置换起辅助作用,压缩可以提高物料密度并辅助剪切作用的实现,混炼过程中三要素反复作用,最终使分散相在分散介质中实现均匀分布并到达最终粒子水平。

聚合物熔体粒子发生分散混合,粒子在流场中必须经历至少一次高剪切或高拉伸作用,因此,需要分析流道内的最大剪切速率分布。在振动力场引入后,为描述方便,以SSU(single screw unit)代表单螺杆元件无振动混炼,SSUV(single screw unit with vibration force field)代表单螺杆元件有振动混炼,SSPU(single screw pin unit)代表销钉元件无振动混炼,SSPUV(single screw pin unit with vibration force field)代表销钉元件有振动混炼。图3所示为销钉元件和螺杆元件流道内最大剪切速率的对比关系曲线。其中,图3a为稳态及动态条件下两种混炼设备的最大剪切速率概率函数分布图,由图3a可知,销钉混炼设备熔体最大剪切速率大于螺杆混炼设备熔体的最大剪切速率,且销钉和螺杆元件最大剪切速率小于209s-1的概率占97%,最大剪切速率高于209s-1的区域曲线SSU和SSPU近似重合。

图3a中稳态和动态加工条件下曲线相互重叠,导致无法判断振动力场对两种混炼设备的影响,为解决这个问题,可以选择以SSPU的最大剪切速率为自变量,分别以SSU、SSUV、SSPU和SSPUV的最大剪切速率为因变量画曲线。显然,无振动销钉混炼元件以自身为自变量和因变量,故而其曲线为一条斜率为1的直线段,四者关系如图3b所示。由图3b知,振动对单螺杆混炼元件的最大剪切速率没有太大影响。当最大剪切速率低于242s-1时,振动对销钉元件也没有太大影响。当最大剪切速率高于242s-1时,振动增大了销钉元件的最大剪切速率,并且这种强化作用随着最大剪切速率的增大而增大。

2.3 累计停留时间分布

销钉与螺杆元件累计停留时间分布以及SSU、SSUV、SSPU和SSPUV四种情况下的停留时间关系曲线如图4所示。由图4a知,大约83%的熔体颗粒离开出口的时间小于2.2s;由图4b知,振动条件下SSUV曲线在停留时间大于25s时位于SSU之下,SSPUV曲线在停留时间为0到4s内均位于SSPU之上,这说明振动力场延长了熔体颗粒在销钉混炼元件内的停留时间,而减少了熔体颗粒在螺杆混炼元件内的停留时间。

由混合理论知,停留时间延长使聚合物经历更多的剪切流动和拉伸流动,有利于物料更充分地分散混合和分布混合,从而增强物料塑化效果。因此,振动强化了销钉混炼元件的混炼效果,而减弱了单螺杆混炼元件的混炼效果。

2.4 分离尺度对比

分离尺度是混合物中同组分区域平均尺寸的度量,是定量评价分散混合性能的重要指标。分散能力随物料粒子的大小而变化,开始混合时,由于粒子粒径较大,受到的剪切作用和拉伸作用大,易于破裂,故初始分散速度取决于大粒子的数量。随着大粒子粒径的减小,小粒子对分散速度起主导作用。但小粒子受到的剪切作用和拉伸作用变小,分散变得困难,分散速度下降。当粒子的粒径达到某个临界值时,分散完全停止,此时物料达到最终粒子水平,分离尺度最小。因此,分离尺度越小,表明混合物分散效果越好。

图5所示分别为销钉与螺杆元件分离尺度分布以及SSU、SSUV、SSPU和SSPUV四种情况下的平均分离尺度比较曲线。由图5a知,振动条件下SSUV曲线趋向于在SSU之上,而SSPUV曲线变化逐渐低于SSPU;图5b中平均分离尺度SSPU小于SSU,SSUV大于SSU,而SSPUV又小于SSPU。综合以上分析可知:稳态混炼条件下销钉元件比单螺杆元件的混炼效果好;动态混炼时,单螺杆元件混炼效果较差,而销钉元件混炼效果较好。

2.5 瞬时拉伸混合效率对比

瞬时拉伸混合效率的取值范围是[-1,1],正值表示熔体粒子受到拉伸作用,负值表示熔体粒子受到压缩作用。本次模拟的粒子数是1000,为了分析粒子混合效率,运用百分比进行统计,百分比依次取为总粒子数的10%、50%和90%。图6所示为稳态及动态混炼条件下的瞬时混合效率百分比轴向分布曲线。由图6可知,无论稳态混炼还是动态混炼,单螺杆混炼元件瞬时混合效率从入口处先短暂上升然后急剧下降,然后缓慢下降,在出口处逐渐下降至3.6%;销钉元件以比单螺杆元件偏离X轴更远的位置呈现波状变化,且其90%的熔体颗粒混合效率都比较大。

由以上分析知,销钉混炼元件比单螺杆混炼元件有更高的瞬时混合效率,而振动力场的引入可以强化其瞬时混合效率。其原因在于聚合物混炼是分子链间不断解缠和纠缠的动态平衡过程,振动场的引入使得聚合物大分子链段获得瞬时冲量,在链段邻近区域形成局部负压空间,压差强化了链段的扩散和取向,分子链间解缠作用大于相互纠缠,分子间相互约束减小,链段流动性增强,从而使混合效率提高。

3 实验验证

利用卿艳梅[11]自行设计研制的剖分式电磁动态塑化挤出机实验样机进行实验,研究振动力场对LDPE/CaCO3混合塑化效果的影响,得到熔体物料扫描电镜图如图7所示。其中,图7a为稳态挤出(A=0)过程打开剖分料筒并取下螺槽内物料所作扫描电镜图,图7b为动态挤出(f=5Hz,A=0.1mm)过程打开剖分料筒并取下螺槽内物料所作扫描电镜图;

图7c、图7d分别为稳态和动态挤出物料的扫描电镜对比图。虽然图7b中仍存在个别CaCO3粒子的堆聚,但大部分粒子已经得到了细化,而图7a中其断面上只有稀少且粒径大小相差较大的粒子,分散不好,可以推断出在另一些小区域内必然存在CaCO3粒子的堆聚。从图7可以看出,对于螺槽中的物料,动态挤出时其CaCO3堆聚少于稳态挤出且颗粒较稳态分散要细,而对于挤出物有相同的结论。

对稳态和动态挤出的挤出物中分散相的粒径大小统计,作出分散相粒径分布示意图。图8所示的统计分布图符合正态分布,稳态挤出时挤出物中分散相粒径分布线1宽且不对称,且曲线的右侧有较大的拖尾,而大的右侧拖尾说明有大量分散较差的大粒子存在,即颗粒分散混合性能差,有些地方产生了明显的团聚。动态挤出1时挤出物中分散相的粒径分布示意图分布线2较分布线1窄且有较小的右侧拖尾,说明动态挤出CaCO3粒子的分散优于稳态挤出。将分布线2和3进行对比,发现分布线3粒径分布窄且对称,右侧基本没有拖尾,说明振动频率的提高有利于CaCO3粒子的分散混合。这与仿真模拟分析结论相一致,从而说明数值模拟对于聚合物加工成形研究分析的合理性。

1.稳态挤出 2.动态挤出1(f=5Hz,A=0.1mm) 3.动态挤出2(f=20Hz,A=0.1mm )

4 结论

(1)销钉混炼元件因其销钉的排列改变了物料流动的轨迹,增加了物料受剪切、拉伸和压缩作用的次数,有利于物料更好地分布混合与分散混合。

(2)振动力场增大了销钉混炼元件内最大剪切速率,使得销钉内颗粒轨迹产生波动变化。累计停留时间分布及分离尺度的分析表明,振动力场的叠加使单螺杆元件的停留时间减少、分离尺度变大,不利于物料的混合;振动力场对销钉混炼元件的影响刚好相反,使其停留时间增加、分离尺度减小,这对物料的混合有着重要的促进意义。

仿真模拟与实验研究结论均说明振动力场的引入可以使物料粒子粒径减小、粒度分布均匀,这对利用电磁动态塑化理论强化聚合物混炼塑化质量有着重要的借鉴意义。

参考文献

[1]Connelly R K,Kokini J L.Examination of the Mix-ing Ability of Single and Twin Screw Mixers Using

[2]DFinite Element Method Simulation with ParticleTracking[J].Journal of Food Engineering,2007,79(3):956-969.

[2]Soundararajan S,Shit C S.Studies on Properties ofPoly Olefins:Poly Propylene Copolymer(PPcp)Blends with Poly oxy Methylenes(POM)[J].Poly-mer Testing,2001,20(3):313-316.

[3]Yao W G,Tanifuji S,Takahashi K,et al.Mixing Ef-ficiency in a Pin Mixing Section for Single-screwExtruders[J].Polymer Engineering and Science,2001,41(6):908-917.

[4]Hwang W R,Kang K W,Kwon T H.DynamicalSystems in Pin Mixers of Single-screw Extruders[J].American Institute of Chemical Engineers,2004,50(7):1372-1385.

[5]李晓翠,彭炯,陈晋南.销钉单螺杆混炼段分布混合性能的数值研究[J].中国塑料,2010,24(2):109-112.

[6]高雪芹,李又兵,陈长森,等.聚合物熔体振动挤出成型技术的研究进展[J].高分子材料科学与工程,2004,20(6):42-45.

[7]Allan P S,Bevis M J.Shear Controlled Orientationin Extrusion[J].Plast Rubber Processing and Ap-plication,1991,16(2):132-137.

[8]Fridman M L,Peshkovshy S L,Vinogradov G V.TheRheology of Thermoplastics under Conditions of SpiralFlow and Vibrations on Extrusion[J].Polymer Engi-neering and Science,1981,21(12):755-767.

[9]Qu J P,Xu B P,Jin G,et al.Performance of FilledPolymer Systems under Novel Dynamic ExtrusionProcessing Conditions[J].Plastics,Rubber andComposites,2002,31(10):432-435.

[10]耿孝正.塑料混合及连续混合设备[M].北京:中国轻工业出版社,2008.

全过程动态仿真 篇8

From theviewofvehiclesystem dynamics,hybrid electricvehicleisanon-lineardynamicsystem,andits processshouldbecontrolledtomakedynamiccharactersbetterduringpowerchange.However,in many controlstrategies,thetorqueobtained bycalculating theequationofvehicleoperationaccordingtovehicle drivingconditionisdifferentfrom thetorquebyoptimizingHEVdynamicindex,eventhedifferenceislarge.Thatis,ifHEV dynamiccharactersarenotadjusted,theresultmaymakeHEV dynamiccharactersworsein operation,forexample,therequiredenergymayincrease,evencannotreachthetargetdesigned[1].To meetHEV powerperformance,andtoobtainthefast,accurateand stablecontrollingeffectofspeed in all workcondition,andtoincreasetheefficiencyutilized,andtoinduceconsumerateofgasoline,controlmethod for the HEV propulsion system based on dynamic processesshouldbedesigneddependingonHEV dynamiccharacters.Thatis,originalcontrolstrategiesshouldbecorrected,forexample,theworkofengine andmotorshouldbecorrected.Onlytodothis,the controlaim canbeobtained.

Recentyears,HEV dynamiccontrolbecomesa newandhotstudy[2,3,4,5].Therearemanycontrolstrategies,buttheydonotconsidertheeffectofHEV dynamiccharacters,whichmaymakeHEV dynamictargetsworse(forexample,thetorqueexceedsdesigned value).Thepaper[6]controlsHEVdynamicprocessby PID,whichreachessystem requirebyadjustingproportioncoefficientandintegraltimeconstant.

ThepaperprovidesthemethodthatcontrolsHEVdynamicprocessbysmithcontrolsystem.Simulation showsthatdynamicprocesscan becontrolled easier thanbefore,andstepresponsetimeisshort,andthe requiredtorquecanbecontrolledindesignedvalue.

1 HEV powerdrivingmodelandclosed loopcontrol

Thepaper[5]increasestheHEV dynamiccharactersbyPIcontroller.Thispapermakes 14thybridelectricalbigbuscontrolobject.Thevehicledriving equation istransformed,and the vehicle'sdriving modelisobtained.

λfηT-rGf-rGristheaspectthatthetotalinputtorque inducestherolltorqueand graderesistancetorque,andotherparametersrefertopaper[5].

Totransform thedrivingmodelintoLaplace,and obtainthecontrolaim andtransferfunctionofPIcontroller,andform theclosedloopcontrolsystem.

Thedesignrequiredofcontrolsystem istomake vehiclereach 2.589 1m/sinshortesttime.Thetarget ofthecontrolsystem:thetimelessthan 5s;thetranscend rate less than 6%;the stable error less than 2%.

2.1 ThebasictheoryofPID

Insimulationcontrolsystem,PID controllerisa commoncontroller.Thetheoryofsimulink and PIDcontrolsystem isfig.1.

PID controllerisalinearcontroller,whichforms the errorbyinputvalue rin(t)and outputvalue yout(t):

Or,whichiswrittenintotransferfunction:

where,kpisproportioncoefficient;TIisintegraltime constant;Tisthedifferentialtimeconstant.

2.2 ThebasictheoryofSmithcontrolsystem

Smithcompensatingcontrolsystem isaneffective methodtoovercometimelag.Thebasictheory[7,8]is that compensating aspect parallels with controller Gc(s),whichisusedtocompensatethetimelagof controlledobject.Thecompensatingaspectisknownas controller,anditstransferfunctionis:

ThecompensatingloopconsistsofGs(s)andcontrollerGm(s),whichisknownastimelagcompensator.Thetheorystructureisfig.2.

Ifthemodelmatches,thatisGm(s)=Gp(s),andτm=τ,andnoloadchange(D(s)=0),the compensatingtransferfunctionoftimelagis:

So,closedlooptransferfunctionaftercompensatingis:

Aftercompensating,thetimelagloop isnotin closedloop control,sothetimelageffecttoclosed loopcontrolisavoided.ThetheoryofLaplaceshows thate-τsmeanstodelayaτtimeincontrolprocess,andotherprocessesandobjectcharactersisthesame asGp(s)whichislookedasobjectcharacter.

2 simulationandanalysis

2.1 Compareofresponseandtorquecurves ofSmithandPID controller

Tomakevehiclespeed reach 2.589 1m/sin shortesttime,andmaketherequiredtorqueleast,ad-justingproportion coefficient,integraltimeconstant,anddifferentialtimeconstant.

Thepaper[9]hasalreadystudiedthreeparametermentionedbefore.kpisproportioncoefficient,and thebiggerthe adjustvalue is,the fasterspeed increase.However,iftheadjustvalueistoobig,the system maynotstable,evenradiate.Inotherhand,if theadjustvalueistoosmall,changetimeofthesystem maybecomelong.TIisintegraltimeconstant,and biggerTIis,andbetterthecontrolcapacityofsystem state.However,ifTIistoobig,thestabletimemaybe long.Forexample,vehiclespeedincreasestoofast,andtheadjustvalueofsystem maybetoobig,andthe system maybenotstable;TDisdifferentialcoefficient,andifitistoobig,theadjustvalueofsystem maybe toobig,andthesystem maynotstable,andifitistoo small,theincreasespeedistoosmall.

So,whenSmithcontrollerisdesigned,thesecoefficientsshouldreachtheoptimalvaluedependingon actualspeedchangerateandaccelerationchangerate.Aftersystem adjusted,toPID controller,kp=3 000andTI=1 000.ToSmith controller,kp=300and TI=10.System responseisfig.3,andthetorquesystem requiredisfig.3.

From figures,weknow,effectofSmithcontroller isbetterthanPID.Thedelayedadjustvalueisahead,andtheadjustvalueisreduced,andthesystem be-

Simulation showsthatadjustvalue,adjusttime andtorquearesmallerin Smith controllerthan PIDcontroller.AndSmithcontroller'sresponsespeedis better,anditsadjustabilityisbettertoo.

3.2 Compareoftwocontrollerresponsecurves whenspeeddispersed

Thepaper[5]providesthemethodofphasesdispersedspeed,which makestorqueinduced,and no timeincreases.ThespeeddispersedisFig.4.Thispapercompares the response curve and torque using Smithcontroller.Afteradjusting,toPIDcontroller,kp=2 000andTI=800;toSmithcontroller,kp=300andTI=10,andsystem speedresponseisfig.5,and thetorqueisfig.6.

From figures,Smithcontroller'soscillatingvalue issmallerthanPID,andsystem'sadjustingtimeinduces,andthetorquesystem requiredissmallerthan PID controller.SoeffectofSmithcontrollerisbetter.

3 Conclusion

(1)ControlmethodusingSmithcontrollerisbetterthanPID controller.StabilityofSmithcontrolleris better,andadjustingvalueissmaller,andcontrolprecisionishigher.Smithcontrollermakesthetorquesystem requiredsmaller,anditisadaptivetoHEV control.

(2)Smith controllercan overcome the effect broughtbytimelageffectively,andmakesystem stabilitybetter,andmethodissimple,andreliabilityis good.

摘要：PID控制混合动力电动汽车(HEV)动态过程,要达到控制要求时,力矩可能超出设计范围。提出了采用Smith预估器控制动态过程;该办法能克服大纯滞后,增强控制系统稳定性。SIMULINK仿真表明,其控制效果优于常规PID控制。在相同的条件下,阶跃响应时间短,而且所需要力矩小,使得动态过程控制更易于实现。可见Smith预估器具有更好的稳定性和鲁棒性,对于大时间滞后系统是一种比较实用的控制方法,更加适合于HEV控制。

关键词：混合动力电动汽车,Smith预估器,鲁棒性

参考文献

[1] Ou Jiajie.Control for the HEV propulsion system based on dynamicprocesses.South China Univ of Tech,Guangzhou,Master Paper:2006

[2] Feng Qishan,Yin Chengliang,Zhang Jianwu.A transient dynamicmodel for HEVengine and its implementation for fuzzy-PID governor.Vehicular Electronics and Safety,2005.IEEE International Confer-ence on.2005:73—78

[3] Li Lifu,Ou Jiajie.Study of the dynamic processbased control methodfor the propulsion system of HEV.J Computer Aided Engineering,2005;143:60—65.(in Chinese)

[4] Zhang Jianwu,Chen Li,Xi Gang.System dynamic modeling andadaptive optimal control for automatic clutch engagement of vehicles.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers,Part D:Jour-nal of Automobile Engineering,2002;216(12):983—991

[5] Powell B K,Bailley KE,Cikanek S R.Dynamic modelling and controlof hybrid electric vehicle powertrain systems.IEEE Control SystemsMagazine,October 1998:17—33

[6] Ou Jiajie,et al,fuzzy logic PID control hybrid electronic vehiclebased on dynamic processes.transactions of Beijing Institute of Tech-nology,2007;27(10):901—904

[7] Yin Youjun,et al,Simulation and analysis of evaporator superheat e-lectronic expansion valve fuzzy control,Energy Research and Utiliza-tion,2005;2:15—18

[8] Xue Wei,et al,Study of FNNC-PI controller based Smith controller,Automation&Instrumentation,2007;27(10):30—32

全过程动态仿真 篇9

关键词：电力系统,动态仿真,变量分组,变量退出

0 引言

动态仿真是电力系统稳定分析与控制的常用工具,也是调度部门指导运行的主要依据[1]。电力系统动态仿真计算量很大,对速度要求较严格。目前的难点在于既要模拟慢速现象又要模拟快速现象的长期动态仿真问题[2]。由于电力系统由大量发电机、励磁器、调速器、负荷、变压器、电力电子设备等组成,因此其动态仿真模型通常由大量的微分-代数方程组成;同时,系统各环节的时间常数从几十毫秒到100 s以上,差异较大,使得系统呈现高阶非线性、强刚性的特点[3]。常规的数值仿真方法难以适应。系统的刚性实质是:在计算慢变解的过程中,存在迅速衰减的快变扰动,使得慢变解的数值计算复杂化[4]。对电力系统长过程动态问题,刚性表现得更为明显和特殊。如果此时运用传统固定小步长积分方法,则需要很长的计算时间。如何在保证精度的前提下提高计算效率,是研究电力系统长过程动态数值仿真不可回避的主要问题之一。

通常,可将变步长策略应用于电力系统动态仿真。当系统遭受扰动且当快变部分衰减到几乎不起作用时,就可以提高慢变部分的积分步长以提高计算效率。然而,此种方式受快变部分衰减特性的影响较大:只要快变部分尚未衰减到足够小,慢变部分的积分步长就难以得到明显增大,效率提高程度也就受到严重制约。文献[5~7]等注意到,在刚性系统中,通常只有一小部分系统呈现快变特性,若将快变部分和慢变部分分开区别对待,则可进一步提高计算效率。此策略的核心就是变量分组。其中,文献[5]还将变量组别划分、相对步长因子调整、最小积分步长调整三种措施进行了统一处理,克服了现有方法难以做到同时自适应调整多个控制参量的不足,使计算效率得到了进一步提高。

变量分组策略虽使计算效率得到了提高,但由于变量分组和分组后的积分计算贯彻整个动态过程,因此,效率提高受到一定程度的制约。实际上,许多变量在动态过程中趋于平稳化后,可以不再参与变量分组及分组后的积分计算。如依据一定的准则将趋于平稳化后的变量退出分组和分组后的积分,使其转入简单代数运算,则可显著降低这些变量的计算量,还可以松弛被这些变量制约的其它变量,从而提高整个计算过程的效率。

基于文献[5],本文引入快变量逐步退出分组和积分运算的策略,使参与分组的变量间的刚性得到相应的降低,从而为进一步提高计算效率创造条件。

1 方法描述

1.1 变量分组与积分步长的统一自适应控制策略

电力系统动态仿真采用变量分组的理论基础源于刚性分布具有的时空局部性[5]。其中,时间层面的局部性使得只需针对出现局部刚性的时段采取特别的积分措施而其余柔性时段可以采取常规积分措施;变量空间层面的局部性说明:在局部时段出现刚性的情况下,也只是一小部分变量相对于其它变量呈现刚性,而绝大部分变量空间是柔性的,即真正呈现刚性的变量空间维数实际上比全变量构成的空间维数要低得多。

基于此,整个系统根据某一规则或某些指标(如局部截断误差)分成快慢两个或多个部分,然后采用低阶积分方法(如隐式梯形积分)进行仿真。图1给出了快慢2组变量求解的示意。

设仿真已进行到T0时刻。在快慢变量时间点未平齐到T1时刻之前,快变组采用小步长∆t积分,慢变组采用低阶插值方法计算。在2组变量平齐到T1时,对所有变量采用大步长∆T进行校正积分计算,同时,调整2组变量的组成及相对步长因子(∆T/∆t)和最小积分步长∆t,以达到自适应柔性分组的目的。

由上述过程可见,在T1时刻,文献[5]算法可同时完成四件任务:变量分组;调整组别间相对步长因子;调整最小积分步长;精度的积分校正。这四件任务是根据积分进程自适应完成的,它们在保证精度的前提下显著提高了计算效率。

诚如前文分析,文献[5]虽采取了四项策略,但效率并没有达到最大,还可借助其它措施进一步提高效率。其中,部分变量到一定阶段趋于平稳化后暂时退出积分运算,就是进一步可采用的措施之一。

1.2 变量退出策略

由1.1知,文献[5]由局部截断误差的大小决定变量组别,且所有变量在整个求解过程中一直参与分组。然而,对电力系统长周期动态过程而言,有许多变量作用的时间较短,它们在边界层内很快衰减,当超出边界层后,解分量受这部分变量变动成分的影响已很小,此后若继续维持这些变量参与分组和积分运算,则会干扰变量分组、制约组别间相对步长因子和最小积分步长,并因此限制其它变量积分步长的放大,从而导致效率提高出现“瓶颈”。

为消除此“瓶颈”现象,可在快变量变动成分衰减到很小或快变量本身变得比较平稳后,将其退出分组和积分运算,并在其后的时间内固定其值为变量包络中心值。不断有快变量平稳后退出分组与积分运算,可使参与分组和积分运算的变量数越来越少,计算规模得到逐步降低;同时,还可显著加快剩余变量积分的计算速度。

下面分析变量退出对最终计算精度的影响。

假设含有慢变量x和快变量y的系统如下:

其中:t是时间变量。

通常,在某一扰动后,如果y在下一扰动之前呈逐渐衰减趋势,并在一定时刻tx(先于下一扰动发生时刻)后,其变化幅度小于某一阈值,则可在下一扰动之前的时间范围内,忽略该变量的波动成分,将其取为变量包络中心值yb,这相当于y近似为0,即

对在下一次发生扰动之前系统变量趋于振荡幅度衰减的情况,由于y已经可以固定为变量包络中心值yb,只要波动幅度阈值取得充分小,yb相对于最终真解的偏差可忽略不计,即

y的精度可通过设定充分小的波动幅度阈值得到保证。那么,x最终结果的精度是否可以得到保证呢?

由式(1)知,x因y退出而产生的偏差为(忽略高阶无穷小项)

式(5)中,在式(4)满足时,|∆y|在t>tx且t→∞的条件下,进一步衰减并趋于0;而∂f/∂y在t>tx且t→∞条件下,数值有界,导致最终也趋于0,即

式(6)说明,y退出对x导数的影响最终趋于0。因此,在忽略高阶无穷小项的情况下,x因y退出而产生的精度偏差,理论上最终也应趋于0。

当然,实际计算的|∆y|最终可能存在某一微小误差(主要由yb取值误差引起),并因此导致x产生误差。只要|∆y|充分小,x误差就可控制在工程允许范围内。

下面以一简单系统验证上述结论。

设含有快慢变量的简单系统为:

其初始值x(0)=0.15,y(0)=-0.1。初始点对应的系统特征值分别为10和0.2,其比为50,由式(7)和式(8)组成的系统精确解为:

在这个系统中,变量x和y可分别认为是慢变量和快变量。图2和图3分别给出了y变化幅度小于某一阈值时取包络中心值后,y和x相对于真解的误差。其中,曲线a对应的阈值为10-4(y退出积分运算的时刻是0.75 s,yb=-6.1125×10-5),曲线b对应的阈值为10-5(y退出积分运算的时刻是0.98 s,yb=-6.1283×10-6)。图2和图3说明快变量的变化幅度小于给定阈值后退出积分运算,对自身及慢变量最终结果的精度影响可控制在工程允许范围内。

在电力系统长周期动态过程仿真中,与发电机组电磁关系有关的变量,变化较快[8],衰减也较快;另外,远离扰动中心的变量,由于受扰动影响小,它们趋于平稳化的时间也较短。对这些变量,可在适当的时候暂时退出待求解的微分代数方程组。若后续过程又出现新的扰动,则可将它们重新纳入积分运算。

判断变量是否可暂时退出的规则如下:

当快变变量经历一定时间后,变化幅度相对很小(此时它们或微幅振荡,或变化率较小,可近似认为接近平稳),即事先设定某一阈值,若快变变量变化幅度小于该阈值,则认为其变动成分的影响微乎其微。此时,可认为这些变量的变化率近似为零。

下面以与发电机组励磁系统电势有关的变量为例说明变量退出的具体处理方法。

由发电机5阶模型[8]可知,其实用计算时的转子绕组暂态方程近似为

上述方程各变量含意见文献[8]。

设系统在遭受扰动一段时间后,已有变量E′q、E″q、E″d满足前述的退出条件,则式(11)~(13)可近似写为:

从变量退出到下一扰动再次发生的时间范围内,式(14)~(16)中的E′q、E′q、E″d可取常数,于是得到Id、Iq、Efq的表达式:

在后续计算中,式(11)~(13)用式(17)~(19)代替,从而就可略去这部分变量变化成分对系统的影响。相应的,网络方程中的发电机端电压则根据定子回路方程(20)来计算。

2 算法步骤

综合1.1节变量分组策略[5]和1.2节变量退出策略,可形成如下电力系统长过程动态仿真算法:

(1)输入原始数据、赋给或计算相关变量初值。

(2)当前时刻有无网络故障或操作?若有,则处理,且所有变量参与积分和分组;若无,则继续。

(3)判断发电机电磁方程、励磁系统中的变量是否满足退出条件,若满足,则设置该变量退出标记,并将相关变量置成某一平稳数值。

(4)对无退出标记的变量采用1.1节方法[5]进行组别划分、相对步长因子调整、最小积分步长调整。

(5)按分组顺序分别进行各组内变量的插值和积分运算以及不同组别间的自校正积分运算[5]。

(6)计算终止判定:若系统已经失去稳定或时间已经达到预先设定的上限tmax,则停止计算;否则,返回(2)继续。

步骤(3)中,在程序实现上:在每一大步长平齐时刻,考察相关变量当前时刻的数值与前面若干求解点分别比较,差的绝对值是否均低于所设定阈值,若是(阈值越小,变量退出的时刻越靠后,通常可取≤10-4),则满足退出条件,以此来保证当前时刻的各个快变量的变化幅度相对很小。

3 算例分析

本文采用WSCC3机9节点系统[9](系统I)和IEEE57标准系统(系统II)作为测试系统。2个算例的发电机均采用5阶模型,且每台发电机都带有励磁和一个IEEE普通调速系统及汽轮机。程序应用Visual C++5.0编制,操作系统为Win2000。

为方便,将传统固定步长、常规变量分组和本文方法分别记为Method1、2和3。其中,Method 1步长为0.01 s,Method 2和3基准步长也取0.01 s,Method 3中发电机电磁方程、励磁系统变量退出积分的变动幅度阈值设为10-4。

2个系统的扰动序列设置如下:

系统I故障序列为:1 s时7号节点三相短路,1.1 s切除,30 s时,8号节点负荷切除50%,60 s时,8号节点负荷又恢复到初始状态。仿真时间90 s。

系统II故障序列为:1 s时1号节点三相短路,1.1 s时切除,30 s时,1-17和1-15号线路发生断线,30.1 s时1-17号线路断线故障解除,仿真时间80 s。

3.1 计算结果

图4~7给出了利用方法Method 1和3对系统I进行仿真所得的部分变量曲线。其中,发电机电磁方程、励磁系统变量在1 s、30 s、60 s三次扰动后退出积分的时刻分别为:20.91 s、48.67 s、87.33 s。

图8~11为利用方法Method 1和3对系统II进行仿真所得的部分变量50 s内的曲线。其中,发电机电磁方程、励磁系统变量在1 s、30 s二次扰动后退出积分的时刻分别为:23.85 s、45.45 s。

3.2 算例小结

由图4~11可见,Method 3与Method 1的结果比较接近,虽然中间有一定差别,但变化趋势是相同的。

下面考察2个算例仿真精度。图4~11给出了Method 2~3相关变量在计算终点时相对于Method1的精度(表1)。

由表1可见,Method 3的精度相对于Method 2稍有下降,但对于长过程动态仿真而言,所得精度足以满足工程需要。

为考察计算效率,用相对加速因子Spf(Method1计算时间/其它方法计算时间)来评估不同方法计算效率的差异。

表2给出了Method 1~3的计算时间和加速因子。由表可见,Method 3相对于Method 2和1,效率明显得到提高。另外,无论是Method 2还是Method 3,系统规模越大(系统II规模大于系统I),计算效率提高的程度就越大,而且,Method 3比Method 2更具有随系统规模增长、效率提高越明显的特点。

4 结论

基于综合变量分组和退出策略的电力系统长过程动态仿真算法,可以在保持足够计算精度的前提下,使计算效率得到进一步提高,并且,方法具有随系统规模增长,效率提高越明显的特点。

参考文献

[1]马进,王景钢,贺仁睦.电力系统动态仿真的灵敏度分析[J].电力系统自动化,2005,29(10):20-27.MA Jin,WANG Jing-gang,HE Ren-mu.Sensitivity Analysis of Power System Dynamic Simulation[J].Automation of Electric Power Systems,2005,29(10):20-27.

[2]Kundur P.Power System Stability and Control Electric[J].New York:McGraw-Hill,1994.

[3]Dan Yang,Venkataramana Ajjarapu.A Decoupled Time-Domain Simulation Method via Invariant Subspace Partition for Power System Analysis[J].IEEE Trans on Power Systems,2006,21(1):11-17.

[4]刘德贵,费景高,汤铭端.刚性系统数字仿真算法[J].系统仿真学报,1993,5(2):2-10,27.LIU De-gui,FEI Jing-gao,TANG Ming-duan.Digital Simulation Algorithms for Stiff Systems[J].Journal of System Simulation,1993,5(2):2-10,27.

[5]常永吉,赵钢,于继来.电力系统动态过程的柔性自校正仿真方法[J].电力系统自动化,2006,30(10):22-27.CHANG Yong-ji,ZHAO Gang,YU Ji-lai.Power System Dynamic Simulation with Flexible Self-adjustment Method[J].Automation of Electric Power Systems,2006,30(10):22-27.

[6]HOU Lan-juan.Power System Dynamic Simulation Using System Partitioning and Multiple Step Size Techniques[D].Arizona State University,1994.

[7]Crow M L,Chen J G.The Multi-rate Simulation of Facts Devices in Power System Dynamics[J].IEEE Trans on Power Systems,1996,11(1):376-382.

[8]倪以信,陈寿孙,张宝霖.动态电力系统的理论和分析[M].北京:清华大学出版社,2002.

全过程动态仿真 篇10

利用电力系统动态仿真程序模拟和分析电力系统的全过程稳定特性, 对避免发生大面积停电事故及研究防止事故扩大的有效措施具有重要意义。

稳控装置是电力系统的重要组成部分, 它对保证系统发生较严重的故障时仍维持安全稳定运行有着很重要的作用。但是, 目前电网稳定分析软件中安全稳定控制的功能仿真与国内电网中实际广泛应用的稳控装置有着较大区别, 缺少区域型稳控装置的模型, 无法真实、完全地反映稳控装置在电网故障期间对电网稳定性的影响。因此, 研究稳控装置模型及其建模方法, 在稳定分析工具中引入稳控装置接口仿真平台, 真实模拟电网全过程动态特性, 对提高电网动态仿真的精确性、验证稳控装置工作准确性十分重要[1,2,3]。

本文围绕电网动态仿真中的稳控装置接口仿真平台进行研究, 介绍了实际稳控装置的动作特性, 提出了用于电网动态仿真的稳控装置模型, 建立了相应的接口仿真平台 (ISP) ;在此基础上, 结合电力系统仿真计算软件 (PSASP) 的用户程序接口 (UPI) 功能, 进行了仿真算例验证。

1 电网动态仿真中的稳控装置模型现状

稳控装置是指当电网出现紧急状态后, 通过执行各种紧急控制措施, 使电网恢复到正常运行状态的控制系统。稳控装置分为区域型和就地型2种。就地型稳控装置通常只应用于可等值为单机无穷大的电网中。现代电网中已难以找到单机无穷大的典型模式, 在一个厂站用就地稳定控制系统就能解决电网稳定性的情况已经很少。通常提到的稳控装置指的是区域型稳控装置, 目前国内广泛应用的稳控装置主要有国电自动化研究院和南京南瑞集团公司联合开发的FWK-300分布式稳定控制装置、南京南瑞继保公司开发的RCS-992A系列分布式区域安全稳定控制装置、RCS-9012稳控集中管理系统和北京四方公司开发的CSS-100BE数字式安全稳定控制装置、CSSM-2000电网稳定控制集中管理系统等[4,5,6,7]。另外, 国电自动化研究院研制的大电网广域监测分析保护控制系统 (WARMAP) [8,9]也可进行在线安全稳定及经济运行分析, 实现控制策略的离线校核、在线计算和整定, 但该系统的稳控装置模型与电网中实际应用的安全稳定系统的工作过程并不完全一致, 并且未提供与常用电网动态仿真程序的接口。

而目前国内外常用的电网动态仿真程序中几乎没有提供稳控装置模型, 提供的安全稳定控制措施仅有自动切负荷和解列两大功能。表1为目前国内外一些有代表性的电网动态仿真程序中稳控装置模型的研究现状[10,11,12,13,14]。

表1所述控制措施大多基于就地控制, 缺少区域型稳控装置的模型;另外, 仿真程序仅能通过时间延时预设某些安全稳定控制措施, 这与实际稳控装置的工作过程有较大区别, 无法真实模拟实际稳控装置的动作情况。因此, 必须在电网动态仿真程序中引入与实际应用的稳控装置动作特性相一致的稳控装置模型。

2 稳控装置建模

实际稳控装置包括主站、子站和执行站。工作时先离线生成控制决策表, 存储于主站或子站中;在线运行时由主站/子站检测故障信息、查找匹配决策表、转发控制信息等, 由执行站执行控制策略。

2.1 稳控装置模型总体结构和功能概述

在稳控装置建模时, 可忽略实际系统的通信要求, 将主站、子站、执行站的相似功能整理合并, 采取2层结构:主站为第1层, 子站和执行站合并为第2层。

主站独立设置, 主要功能为运行方式预设识别、存储决策表、故障判断、故障匹配、查找决策表、转发控制策略等。

子站设置于需要执行控制策略的网络节点处, 具体位置由电网结构及运行方式决定, 主要功能为执行控制策略。

2.2 稳控装置模型的工作过程

稳控装置模型先通过离线仿真计算生成预想故障集、控制决策表, 存储于主站中。在线运行时, 首先对系统的运行方式进行在线识别, 当检测到故障发生时, 进行故障匹配计算, 看该故障是否在预想故障集中, 进而查找决策表, 执行相应的稳控策略。模型的工作流程如图1所示。

2.2.1 运行方式预设与识别

稳控装置模型工作时需要对电网运行方式进行离线预设和在线识别。

离线预设时, 利用发电机开机方式、线路运行情况和负荷水平描述电网所有主要的运行方式, 并生成运行方式列表。

在线运行时, 通过发电机出力、线路断路器位置等信息确定发电机开机方式、线路运行情况和负荷水平, 从运行方式列表中识别出电网当前的运行方式。

2.2.2 预想故障集形成逻辑

预想故障集是决策表的一部分, 如图1中间部分所示。首先在每种运行方式下, 对电网进行N-K (K一般取1和2) 扫描, 将引起电网失稳的故障定为预想故障。每一个预想故障由故障位置和故障类型描述。故障位置为故障元件编号;故障类型为各元件所对应的故障逻辑语句, 如三相永久性接地短路语句等。故障逻辑语句由判断故障的电气量信息组合表示, 如三相永久性接地短路语句由三相电流升高、三相电压降低等组成。

所有运行方式及对应方式下的预想故障共同构成预想故障集, 并生成预想故障集列表。

2.2.3 离线生成决策表工作逻辑

预想故障集和与各个故障相对应的控制策略构成决策表, 决策表采用树形结构。对于同一故障可能存在多个控制策略, 此时需要进行控制策略的优先级排序, 排序原则根据系统实际情况确定。

控制策略包括控制对象和控制量。控制对象一般不超过3个, 主要为发电机、负荷或线路。控制量对发电机、负荷而言指的是切机、切负荷的量或百分比, 对线路而言指的是切或不切。

2.2.4 离线预设值说明

稳控装置模型中, 需要预设的定值为预想故障集定值和控制策略定值。预想故障集定值在主站中设定;控制策略定值在子站中设定, 主站仅存储相应标识信息并在需要时转发控制信号。离线设定采用对话框形式, 运行方式、预想故障、判断条件及各条控制策略均在独立的选项卡设定, 设定结束后可在主站决策表窗口中查看或输出决策表。

预想故障定值由运行人员选定故障判断语句完成设定。在判断故障时, 可能同时需要几个元件进行故障定位, 因此, 故障定值为突变量启动语句、元件编号和判断语句的组合。每个故障判断条件默认提供5组元件编号及识别语句, 数量可添加。

控制策略定值由运行人员直接填写。对于每个故障, 默认提供2条控制策略:1条主策略和1条备用策略。每条控制策略一般提供3个控制对象。控制对象及控制策略的数量可添加。

2.2.5 在线运行逻辑

稳控装置模型在线仿真时, 首先通过发电机出力、线路断路器位置等信息确定发电机开机方式、线路运行情况和负荷水平, 在运行方式列表中识别出电网当前的运行方式。

系统发生某一事故时, 首先判断模型是否需要启动。模型启动后利用故障判断条件, 通过电网发生预想故障时的电气量变化, 如电流、电压、功率、断路器位置等, 对故障进行判断, 得到故障位置和故障类型, 进而在故障集列表中识别出当前运行方式下系统发生的故障。最后, 遍历搜索决策表, 查找到对应该预想故障的控制策略, 并由主站将控制信号转发给相应子站, 由子站执行控制策略。

3 用于电网动态仿真的稳控装置接口仿真平台

针对当前仿真软件的不足, 结合一体化仿真计算的需要, 依据稳控装置模型, 构建了一个用于电网长过程动态特性分析的稳控装置接口仿真平台软件。该软件由图形化操作平台、SQL Server数据库、外部接口程序和稳控装置模块组成, 能够与任一电网稳定计算软件接口, 导入在稳定计算软件中定义的仿真电网的拓扑结构及其参数, 基于离线仿真确定的控制决策表在图形化操作平台上对电网进行子站的配置和决策表整定, 进而在每一个仿真步长中通过外部接口程序在线访问稳定计算软件, 将稳定计算软件产生的电网各节点电压、电流等数据实时送入到接口仿真平台软件的稳控装置模块中, 按照预先配置好的预想故障判断条件进行在线故障判断, 查找转发控制策略, 然后由子站将动作情况回送到稳定计算软件中去控制相应电气元件的状态和电网模型的拓扑结构, 从而实现了闭环、交互式的实时仿真, 克服了以往稳定计算软件不能真实反映稳控装置动态行为的缺点, 能够对电网全动态过程进行有效仿真。该仿真平台的总体结构如图2所示。

程序每个部分的功能和作用如下。

a.图形化平台。图形化平台是整个软件的支撑和人机接口, 界面与PSASP类似。用户可以将电网拓扑结构、电网参数等相关信息从电力系统稳定计算软件的数据库中通过专门的数据接口读出, 并将读出的电网信息 (包括网络拓扑结构、电网参数等) 显示在图形化平台中。同时, 用户可以通过图形化平台对稳控装置配置, 包括决策表整定和子站配置。得到的电网拓扑结构、电气元件参数、子站布点以及决策表全部存入SQL Server数据库。

b.SQL Server数据库。SQL Server数据库作为整个程序的后台数据支撑, 保存电网结构、元件参数、子站布点、决策表以及相应整定值。

c.外部接口程序。外部接口程序与稳定计算软件进行接口, 执行具体的故障判断和控制策略, 并将动作结果返送到稳定计算软件。

d.稳控装置模块。稳控装置模块主要由主站和子站构成;初始化时从SQL Server数据库中获取电网拓扑结构、电气元件参数、子站布点、决策表以及相应整定值;开始计算时, 在稳定计算软件的每一次计算步长后, 从稳定计算软件获取该时刻所有节点的电压、电流等信息 (保存一定时段数据到缓冲区) , 按照既定的故障判断条件进行计算、判断, 如果满足某一预想故障的判断条件, 则转发相应控制策略, 并把动作信息返回给稳定计算软件和图形化平台, 然后此次计算结束, 等待下一步稳定计算软件计算步长;如果所有的电气量信息都不满足判断条件, 则稳控装置不动作, 不作任何处理, 此次计算结束, 等待下一步稳定计算软件计算步长。

4 含稳控装置模型的稳定计算仿真

将稳控装置接口仿真平台与PSASP通过UPI联接, 结合Visual C++程序编程, 进行含稳控装置模型的暂态稳定计算[15,16]。事实上, 无论何种电力系统动态仿真程序, 只要得到其计算接口, 都可以利用上述稳控装置模型接口仿真平台, 实现含稳控装置的稳定计算仿真。

以EPRI-36系统作为算例系统, 其网络结构如图3所示, 元件参数采用基础数据库参数。设定0.2 s时, 线路24 (BUS19-BUS16) 上距离BUS19侧20%处发生三相永久性接地短路故障, 0.3 s该线路主保护动作切除线路24。仿真计算的积分步长为0.01 s, 计算总时间20 s。此时假设系统中没有稳控装置模型。

4.1 故障线路断开后对其他线路潮流的影响

当线路24上发生故障并被主保护切除后, 该线路上的潮流将转移, 使得其他线路上的潮流发生变化, 可能导致其他线路过载。如图4所示, 线路28 (BUS19-BUS21) 的电流增加较大, 其电流峰值出现在0.46 s, 大小为1.91 p.u.。此时, 线路28在BUS19侧的视在阻抗为0.164 p.u., 已进入距离Ⅲ段保护动作范围。

4.2 离线仿真确定控制策略

显然, 因短路而切除故障线路引起的其他线路过载可能引起保护误动作, 易造成故障范围扩大即故障连锁跳闸, 从而引起更严重的系统失稳。在实际电网中可通过稳控装置来采取一定的控制策略保持系统安全稳定运行。

运用UPI和VC, 在该电网中加入稳控装置接口仿真平台, 其运行方式如图5所示。其中X为输入的电压、电流等数据, Y为输出的电网控制数据。

按照前文描述的稳控装置工作过程, 上述故障是预想故障集中的一个典型故障。针对此预想故障, 离线仿真确定控制策略为发电机4切机50%, 延时0.12 s。在发电机4处设置子站用以执行控制策略。生成的控制决策表如表2所示。

4.3 考虑稳控装置模型的仿真分析

加入稳控装置接口仿真平台后, 系统检测到线路24发生三相永久性接地短路的预想故障, 主站查找决策表、匹配故障后将相应控制策略转发给发电机4处的子站, 从而执行预设的控制策略。仿真结果如图6所示。

采取该控制策略之后, 线路28的最大电流出现在切机时刻0.32 s, 大小为1.72 p.u., 此时线路28在BUS19侧的视在阻抗为最小值, 大小为0.207 p.u., 不会造成距离Ⅲ段保护误动。

仿真结果表明, 通过稳控装置接口仿真平台与PSASP联合仿真, 能够准确模拟实际稳控装置的动作特性, 真实反映实际电力系统发生故障时的动态过程。

5 结语

本文分析了稳控装置接口仿真平台对电网动态仿真的重要意义, 介绍了实际稳控装置的动作过程, 提出了用于电网动态仿真的稳控装置模型及其建模方法, 进而建立了相应的接口仿真平台;利用PSASP自带的UPI功能, 在PSASP中引入该接口仿真平台, 实现了含稳控装置接口仿真平台的暂态稳定计算仿真。仿真结果表明, 含稳控装置接口仿真平台的电网暂态稳定仿真能够更加真实地反映实际电力系统发生故障时的动态过程, 有助于运行人员分析和理解实际电力系统受扰动后的动态行为。

摘要：针对常用仿真程序中稳控装置模型的不足, 提出了用于电网动态仿真的稳控装置模型及其建模方法, 进而建立了用于电网动态仿真计算的稳控装置接口仿真平台;在PSASP中通过UPI实现了该仿真平台与PSASP的联合运算功能, 并进行了暂态稳定仿真计算。仿真结果表明, 稳控装置接口仿真平台与PSASP联合仿真能够更加准确地模拟实际装置的工作过程, 真实反映实际电网发生故障时的动态特性。