潮流控制器保护

潮流控制器保护（精选9篇）

潮流控制器保护 篇1

统一潮流控制器(UPFC)作为功能最为全面的新一代柔性交流输电(FACTS)设备,能够对交流输电系统多个电气量实现独立、快速、准确的控制和动态补偿。 它能合理地控制潮流,实现优化运行,提升电网供电能力;通过快速地无功吞吐,动态支撑相关变电站的电压水平,提高系统电压稳定性;改善系统阻尼特性,提高功角稳定性。 UPFC对提高电网供电能力,改善电网潮流分布,提升系统电压水平起着至关重要的作用,因此UPFC本身的可靠性就显得更加重要。目前国内已有针对UPFC接入系统后与交流保护相互影响方面的研究, 文献[1,2] 中主要集中于线路上装设UPFC时对距离保护测量阻抗产生的影响, 提出了解决方案;文献[3-5]对交流系统故障时UPFC动作响应和结果进行了研究,基于PSCAD/EMTDC仿真软件给出研究结果和解决方案。 但还未有涉及UPFC自身设备的保护策略、保护功能配置以及自身保护与常规交流保护配合方面的研究。 本文以南京UPFC工程为实例,在结合该工程系统拓扑结构的基础上,研究分析了UPFC设备可能出现的典型故障位置及类型, 提出了交直流分区、设备分层的保护策略,建立了无死区、 多层次完整的UPFC保护系统。

1系统拓扑结构

南京UPFC工程采用双回线路接入方式。 并联侧连接于35 k V交流母线,通过两回进线为UPFC供电, 提高设备可靠性;串联侧分别通过不同串联变压器接入两回线路中。 如图1所示。

工程配有3个相同参数的换流器,根据运行方式的不同选择一个或多个分别与不同交流侧进行连接。 为了进一步提高UPFC系统可靠性、 实现多种方式运行,在换流器与变压器之间增加转换隔离开关,通过改变隔离开关的分合位置, 使任一换流器均可以连接在并联或串联交流系统,达到换流器间冗余备用、运行方式灵活转换的目的

2 UPFC故障点分析

UPFC典型故障根据位置可分为区外系统故障、 变压器与换流器之间故障、 换流器故障和换流器间直流系统故障(此处未标出变压器本体故障)。 按类型,则交流处包含单相接地、相间及相见接地等故障,换流器及直流处包括单极接地、 双极短路、 器件间短路故障等。 UPFC设备正常运行时,并联连接部分与串联连接部分结构略有不同,为区分故障发生处,如图2和图3所示。

图2、图3中箭头为故障发生的位置,各故障点的含义内容如表1所示。

表1中所列故障, 会引起UPFC一系列电气量的异常, 从而对主设备和换流器造成不同程度的威胁。 如阀交流侧故障按照位置和类型的不同会导致该交流母线过流或造成差流,而母线过流会引发桥臂过流等,同时故障导致的阀侧电压不平衡进而使得直流电压也不平衡。 又如直流母线短路,直流电压急剧降低, 大电流流过桥臂会导致阀交流侧电流随之增大,而直流母线的故障会波及连接于该母线的所有换流器,因此整个设备都受到影响。由于UPFC故障有联锁反应, 并且引发的反应不尽相同,因此保护的原理需要更加多样全面。 兼顾保护的灵敏性、可靠性和速动性,划分保护区域的范围不宜过大,适当整定各保护的定值和动作时间,相互配合,充分发挥装置和器件的性能,才能有效保护UPFC设备。

3保护解决方案

3.1分区保护策略

根据典型故障点的分析,针对不同区域和不同类型的故障,提出分区保护策略,如图4所示。

(1) 交流保护区包含变压器高压侧以外的区域, 配置交流过压保护、交流欠压保护和频率异常保护。由于UPFC与电网紧密连接, 所以系统交流的故障有可能对其造成影响;又因该区域属于UPFC区外,则需合理整定定值,使其动作可靠、准确,既UPFC本身的安全,又不会误动其他相邻设备甚至影响电力系统运行。

(2) 变压器保护区包括常规变压器保护和非电量保护,由于串联变压器的特殊性,增加了平衡绕组,因此在此区域内增设平衡绕组的过流保护。

(3) 阀交流侧保护区包含变压器低压侧至换流器之间区域,考虑故障位置和类型的多样化,配置阀侧过流保护、阀侧过压保护、零序过流(外接)保护、零序过压(自产)保护以及电流差动保护。 此处以转换隔离刀闸为断点,分为引线差动保护和交流母线差动保护,根据运行方式的不同,交流侧与换流器并不是一一对应, 因此参与差动保护的计算量的对应需要做一定的处理,保证此运行方式下差动保护正确动作且无死区。

(4) 换流器保护区包括换流阀及其桥臂电抗器等,配置桥臂过流保护、桥臂环流保护、电抗器差动保护和换流器差动保护。 换流器结构复杂,器件对电流、 电压和温度等灵敏,所以保护配置也相对复杂,动作过程和处理结果也与常规保护有些出入。

(5) 直流保护区负责直流连接线路的保护, 包含直流过压保护、直流低电压保护、直流电压不平衡保护和直流欠压过流保护。当直流线路较长时,可增加对线路单独的直流线路纵差保护。

3.2分层保护策略

3.1节的分析从UPFC整体把握故障点分布,保护设备宏观故障,但如第(4)点所述,UPFC的换流器结构较为复杂, 而其内部不同故障也不必要一致的动作结果,因此将换流器区域分层次处理,即换流器区保护单元分成子模块层保护子单元、 阀控系统层保护子单元和换流器层直流控制保护子单元,如图5所示。

(1) 子模块是组成换流器的最小单元, 其单元内部包含自身的过热、过压、电流变化、投切频率等保护, 以及实时监测模块驱动系统是否正常。 当子模块发现上述任一异常后, 会通过合自身的旁路开关达到隔离自己、消除故障的目的,从而最小程度地减少系统的扰动,避免个别子模块故障对整个阀组的影响,保证系统稳定运行。 但子模块自动旁路后不可自动复归。

(2) 阀控系统是直接对模块收发状态信号和指令的控制单元,以桥臂为单位独立运行。阀控本身采集合并单元发送的桥臂电流量并进行逻辑运算。 当阀控系统检测到下属子模块自行旁路失败、 与子模块通讯发生故障、子模块冗余个数不足、桥臂过流或者阀控装置本身故障时, 该阀控可快速闭锁该桥臂并发送请求跳闸信号,通过上层控制保护系统断开交流开关。

(3) 当UPFC一次设备出现故障, 且如3.1节分区保护策略的动作结果,此处不再赘述。

(4) UPFC系统包含交直流多种电气量, 保护动作结果较为复杂, 单一通过控制交流开关不能完全满足切断故障的要求,具体措施及含义,如表2所示。

4保护功能验证

为验证第3节中所述保护的策略及相关设备功能的正确性, 搭建了基于RTDS的UPFC实时试验仿真系统。系统完整模拟了南京西环网电网状况、并联和串联变压器、及UPFC设备等。 试验系统中UPFC工况及额定参数与实际工程一致。具体设备参数如表3所示。

模拟的故障中比较严重的两类故障波形如图6和图7所示。 且分别是阀交流侧相间短路故障和阀组直流双极短路故障。 图中波形自上至下依次表示阀侧电压UV、阀侧连接线两端电流IVS,IVC、直流电流ID、直流电压UD和保护动作信号。

从图6可看到,在发生阀侧AB相间短路故障后, UV的两相电压幅值相位相同,近交流系统的阀侧电流IVS两相突然增大且方向相反,近换流器的阀侧电流IVC先增大,在换流器闭锁后电流减小,直流电流突变后也由于换流器闭锁而降为0,直流电压无法突变,经回路缓慢放电后降为0,故障由阀侧电流差动保护、直流低电压保护动作后切除,此时并联侧跳开交流开关,串联侧合旁路开关,所有的换流器均闭锁,从而有效地保护了换流器的安全。图7中,直流双极短路后直流电压瞬间下降,直流短路电流迅速上升并通过回路放电后回落,IVS和IVC随之增大并保持幅值和相位一致。此时桥臂故障电流非常大,阀控系统对换流器进行快速的闭锁处理后故障由阀侧过流保护、直流低电压保护及换流器差动保护动作切除。换流器闭锁后,IGBT器件关断,故障电流只流经二极管,有效保护了器件的安全。

经上述分析可看出,UPFC系统出现故障时通常引发多处部件测量异常,前文提出的分区分层保护策略, 可全面快速地切除各处故障,保证设备整体的安全。

5结束语

UPFC是调节电力系统输电能力的重要设备,由于设备内部结构复杂,且受器件过流和过压能力的限制, 对UPFC本体的保护提出了苛刻的要求。 本文以南京UPFC工程为基础,对不同位置和类型的故障进行了分析,提出了故障的特点和保护需求,构建了电网系统交流区、 阀侧交流区和换流器区组成的分区域以及由子模块层、 阀控系统层和直流保护系统层组成的多层次的完整的保护系统及保护策略。 UPFC故障的检测方法和主要保护策略经过了RTDS仿真试验系统的验证, 可以有效保护设备的安全。 南京UPFC工程作为国内首个应用,其控制保护技术还需经受实际故障地检验, 并随着应用的发展而进一步完善。

潮流控制器保护 篇2

第一节环保控制目标及内容

一、环保控制目标

目标：在工程施工期间确保无任何不文明不环保的现象发生,且没有受到当地政府有关部门的任何投诉和通报批评。

二、环保控制监理工作内容

严格遵守国家、陕西省及当地有关环境保护的规定。遵循“以人为本”的原则，以最大限度地减少施工活动给周围群众造成的不利影响。建立健全的施工环境管理制度和管理体系，实现施工环境管理的体系，监理工程师应随时检查施工单位制定的环境保护措施的落实情况，应检查的主要内容有：

1、施工单位是否严格执行了“施工人员环保教育”；

2、是否按照环评报告书的要求合理布设施工营地位置；

3、路基施工中是否先铺过水涵管，再筑路基；

4、施工废水、渣土、生活污水、垃圾的处置是否合理；

5、是否按照环评要求尽量避免夜间施工，特别是车载泵等高噪声作业施工。对固定强噪声施工机械是否采取围挡柔性减噪网或其它减噪措施；

6、机械设备的各类废油料及润滑油是否全部分类回收并存储，揩擦油污的固体废弃物是否集中填埋；

7、建材堆场设置的环境合理性及运输建筑材料的车辆是否加盖蓬布以减少洒落。第二节、环境保护监理措施

一、自然及生态环境保护和水土保持措施

1、开工前详细规划施工便道、取弃土场和施工营地等的临时用地，用地计划报经监理工程师批准同意后，承包人方可向当地政府土地管理部门申请并办理租用手续。严禁随意开辟施工便道、取弃土场，严禁随意设临建工程。

2、严格划定施工范围和人员、车辆行走路线，对场地和人员活动范围进行界定，不得随意超出规定范围，并设置标语牌、界碑牌等标志，防止对施工生产、生活范围之外区域的植被造成破坏。

3、生活垃圾、生产垃圾应集中收集，定时清除运走。

4、完工后对场地进行清理，拆除临时建(构)筑物，掘除硬化地面，将弃碴、废物运走。

5、尽量利用既有便道进行路基填料的运输．减少土地的占用。如有新修便道，完工后对新修便道进行达标整理保留备作公路养护维修便道或掘除原填料。尽量租用当地已有的房屋或拼装活动板房作施工生产、生活用房。

二、水资源环境保护和水土保持措施

1、生活营地的生活污水，不得直接排入河流和渠道，须经沉淀或处理达标后方能排放。

2、油料、化学物品等不得堆放在民用水井附近，并应采取措施，防止雨水冲刷进入水体。

3、对生产机械经常进行检修，防止机械和施工用油的跑、冒、滴、漏对水质产生污染。施工或机械产生的废油、废水，采用隔油池或采用其他方法处理合格后才能排放。

三、道路施工大气环境、振动和噪音及粉尘的影响及防治

1、影响及防治

(1）在设备选型时选择低污染设备，并安装空气污染控制系统，减少对空气的污染。

(2）在运输水泥、石灰、粉煤灰等粉状材料和沥青混合料时，进行严密的遮盖。(3）利用水车，对施工现场和临时便道进行撒水湿润，防止尘土飞扬，减少空气中的固体颗粒。

(4）对汽油等易挥发品的存放要密闭，并尽量缩短开启时间。

(5）生产和施工现场应加强对噪音的防治，尽量减少夜间作业，缩短夜间大型和重型筑路机械施工作业时间，减少机械的振动和噪音对居民的干扰。

除了打桩作业外，其他施工阶段的一般施工噪声的达标距离，在昼间约需60m，而在夜间则需200m，甚至更远。因此，在施工期间，这些施工机械产生的噪声对道路两侧一定范围内的居民会产生一定的影响，有的甚至影响居民的正常生活。

2．防治措施

(1)选用低噪声低振动的施工工艺。

(2)加强施工机械和运输车辆的保养、维修。

(3)环境敏感点附近施工防治措施。

四、固体废弃物

1、施工营地和施工现场的生活垃圾，应集中堆放，定时清运。

2、施工中的废弃物，经当地环境保护部门同意后，运到指定的场地进行处理。

3、报废材料或施工中返工的挖除材料应立即运出施工现场，各种包装袋及时清理处理，以免造成白色污染。

4、加强材料运输车辆的管理，严禁超载、高速行驶，从而保证不会沿线撤漏须迅速清除。

五、驻地环境保护和水土保持

1、驻地环境由各合同段（包括施工合同、监理合同）的环保小组具体负责管理和维护建设。生活及办公区四周设置防污排水沟，排水沟直接与污水处理池连接，避免生活区域内的水流直接排放到地面和河流、湖泊，造成环境污染。

2、注意生活垃圾的处理，垃圾集中堆放，定期送到当地指定的地方进行处理。

3、生活废水排入污水池，进行处理后才能排放。污水池应注意污水不渗漏，以免造成对地下水的污染，并应进行加盖，有除臭设施，以免造成周围环境空气的污染。

六、污水处理设施环保监理要点

1、常见的公路工程污水处理工艺；

2、施工准备期设计图纸交底；

3、施工期监理要点：（1）、污水管路铺设检查

雨污分流；污水管线设置、走向合理规范；（2）、设备的安装检查

风机、油水分离器、水泵、填料等；（3）、排污口

只能设置一个排污口，且排污口设置要规范。第三节、工程环境保护监理要点

一、生活服务区

对生活服务区环境影响的主要措施：

1、生活服务区污水和洗车污水，不得排入《地面水环境质量标准》中所规定的I、II类水域。排入其它水域时，必须符合相应的水质标准，不符合时要进行水质处理，如油污水应进行隔油处理。机械和车辆最好由附近专门清洗点或修理点进行清洗和维修；

2、根据《公路建设项目环境影响评价规范》3.4.6的污水排放评价，当取样测试有害成分含量值高于排放标准时，必须进行污水处理；

3、生活垃圾堆放点应选择30m范围内无生活用水的废弃沟凹或废弃干塘。堆放点应无直通沟道与邻地相通。不得向垃圾点内排放生活污水。如施工人员集中，生活垃圾需增加处理设施和加强管理，人员较多时可增设垃圾筒；

4、施工单位生活服务区向周围生活环境排放噪声应当符合国家规定的环境噪声施工场界排放标准（GB12523-90）。生活服务区在整个施工期都存在，因此在不同阶段执行相应的标准。服务区对环境影响最大的噪声源是备用的柴油发电机，应放置在室内，加强门窗隔声，并在进风口、出风口安装消声器。生活服务区应离开居民点200m以远；

5、施工人员如自建宿舍，应配套建设简易厕所，简易厕所尽量建成有冲洗水和粪便回收装置的流动厕所；

6、厨房应设置排风系统。

二、临时施工道路

临时施工道路的周围环境的潜在影响主要是对土地利用的影响和水地流失及扬尘等污染，例如临时施工道路的开辟和修筑。

主要防治措施有：

1、严格规划临时施工道路的路线走向，尽量利用现有道路，若无现成道路可利用，则应严格控制施工道路修筑边界。

2、根据《公路建设项目环境影响评价规范》3.2.5的水土侵蚀量评价，结合临时道路在运行期对地表植被的破坏程度以及对沿线水土流失的影响；

3、施工单位向周围生活环境排放废气、尘土，应当符合国家规定的环境空气质量标准（GB3095-96）；

4、施工便道应保持平整，设立施工道路养护、维修专职人员，即时洒水清洁保持运行状态良好，减少扬尘污染；

5、施工单位向周围生活环境排放噪声应当符合国家规定的环境噪声施工场界排

放标准（GB12523-90）。该阶段施工场界噪声的限值为昼间75dB，夜间55dB。夜间在居民区居民区附近禁止施工便道的作业，必要时应报当地环保部门批准，并公告居民，才能夜间作业。

三、临时材料堆放场

1、对临时借地范围要有明确的边界，以便控制对临时借地外围土地的不合理占用。若对农、林等生产用地的占用无法避免，则在施工结束后，必须恢复原有的土地利用功能；

2、材料仓库和临时材料堆放场应防止物料散漏污染。仓库四周应有疏水沟系，防止雨水浸湿，水流引起物料流失；

3、油料、化学物品等不堆放在民用水井及河流湖泊附近，并采取措施，防止雨水冲刷进入水体；

四、排水工程

1、建设施工过程中，应当采取措施，控制扬尘、噪声、振动、废水、固体废弃物等污染，防止或者减轻施工对水源、自然环境的破坏；

2、将弃土、弃渣于指定地点堆放，并采取防护措施，避免其流入水体；

3、施工单位向周围生活环境排放噪声应当符合国家规定的环境噪声施工场界排放标准（GB12523-90）。该阶段施工场界噪声限值为昼间70dB，夜间55dB；

潮流控制器保护 篇3

UPFC可看作是一台静止同步补偿器STATCOM和一台静态同步串联补偿器SSSC直流侧并联起来,串联部分既可以吸收、发出无功功率,也可以吸收、发出有功功率[1];而并联部分可以为串联部分的有功功率提供通道,即UPFC装置有吞吐有功功率的能力,因此具有非常强的控制线路潮流能力。图1为UPFC的原理图[1,2,3]。线路电压、有功和无功的传输如下所示:

UPFC等效电路如图2所示。其中:ES1=K1Vmejφ、ES2=K2Vmejθ,0

2 故障状态下UPFC对测量阻抗的影响分析

利用故障分量叠加原理,计算短路故障时候测量阻抗。等效模型如图3所示[4]。

2.1 单相金属性接地故障(选择A相,Rf=0)

选择A相发生故障,Rf=0、母线P、Q处的A相电压分别为Va,m、Va,n,可知Va,n=Va,m+ES2=KVa,m,K=(1+K2ejθ),θ为注入电压与母线电压相角;m侧A相并联电流为:Ia,S1=(Va,m-ES1)/ZS1,则故障前电流:

其中Va,f为A相故障点的电压;Z1,m,f为母线m与故障点f之间的正序阻抗。

A相单相接地后,流过母线P处的电流为:

保护P侧的母线电压是:

式中:0、1、2分别表示零序分量、正序分量和负序分量。

测量阻抗为:

其中ΔZS1=-(IS1·KZ1,m,f)/(Iam+3K0I0,a,p,f),总的阻抗增量ΔZ=(K-1)Z1,m,f+ΔZS1,此总阻抗增量是由UPFC串联侧注入电压和并联侧的无功电流引起的增量的叠加。

测量阻抗的影响取决于阻抗增量ΔZ,而距离保护装置有一整定值,测量阻抗的变化会导致保护装置的动作特性发生变化,如果故障时刻测量阻抗大于输电线路的传输阻抗,则保护装置可能会拒动。

2.2 两相短路故障以A、B两相发生短路故障,采用0°接线为例

可以得出阻抗增量受到串联侧注入电压,以及并联侧的电流Ib,S1的影响。

2.3 三相短路故障

发生三相短路故障的情况属于对称故障,其中

测量阻抗:

上式中ΔZ=-(ES2+IS1Zm,f)/IS。

由式(8)可见,三相短路的状态下,测量阻抗主要由线路的传输阻抗(Zp,m+Zm,f)和阻抗增量ΔZ组成,同样受UPFC装置串联注入电压以及并联无功电流影响[5]。

3 含有UPFC的自适应整定

拟采用的两种自适应策略。

1)自适应调整距离保护的整定阻抗

可变圆特性的阻抗继电器,即整定值随着运行和状态变化而变化,这样短路故障的时候,由运行参数自动调整整定的阻抗圆,故障时候测得的阻抗值,如果落入阻抗圆之内,则保护动作,反之保护不动作。

策略1的整定修正公式为:

其中ZZdnew为自适应整定阻抗。

2)自适应修正测量阻抗

即不改变传统距离保护一段的整定阻抗,而是根据故障时刻UPFC装置的运行情况,对测量的阻抗进行修正。修正后的阻抗若在整定阻抗圆之内,则保护动作,反之不动作。策略2的修正公式为:

其中ZJnew为测量阻抗的自适应修正阻抗。

由于对于含有U P F C的输电系统模型,还没有文献给出具体参数,因此本文输电线路参数采用MATLAB中的默认值,建立了一个双电源环形供电的输电系统。系统仿真见图4。其中Bypass为UPFC芯片的触发信号,高电平有效;Vdqref为参考电压引脚;PQref为参考功率引脚;m是用来测量的模块。

系统模型参数:

电源:电源1为1 230 kV、1 000 MVA,电源2为2 230 k V,1 200 MVA。

变压器:Tr1、Tr2都为1 000 MVA,230/500 kV。

输电线路:L1为100 km(220 k V),L3为50 km(500 kV),L2为100 km(L21、L22、L23相加),其中L2为接有UPFC的线路。

负载:母线B3处为200 MW,B5处为500 kV,20 000 MVA。

统一潮流控制器参数:串联补偿部分等效变压器阻抗值Z_series=0.133 33+j4.000 00Ω,并联补偿部分等效变压器阻抗值Z_shunt=0.183 33+j5.500 00Ω,串联部分最大注入电压幅值0.1倍的参考电压(线电压参考值500 k V),并联注入功率的最大值100 Mvar,假设UPFC装于100 km的输电线路L2的40%处。

在UPFC未投入时,线路L2距离保护Ⅰ段的整定值:Zzd=0.8ZL2=0.8×100×(0.025 460+j0.293 33)=2.036 080+j23.466 44Ω。

3.1 接地短路的自适应保护

通过前文分析,可以得到单相接地故障时候测量阻抗的组成:

其中ZL_short=ZL21+ZL22,ZL21为UPFC装置前的输电线线路传输阻抗,ZL22为UPFC装置后端的输电线路传输阻抗。

其中Vainj为UPFC串联侧的注入电压(包含串联变压器压降),IJa_B2=IJa_B2+3KI0_B2为接地短路阻抗继电器加入电流,IJa_B2为母线B2处的A相电流。I0_B2为母线B2发生接地故障的零序电流。

由于短路刚发生时刻,无法确定故障点的确切位置,在UPFC装置的后端到短路故障发生位置,包含的传输阻抗ZL22在短路发生时刻无法精确地计算。故在并联附加阻抗初始值由测量阻抗Zab与输电线路UPFC装置前的输电线路传输阻抗ZL21,以及串联侧的阻抗增量Za_inj组成的。

以Zafter作为计算所得的ZL22估计值,短路故障发生时刻第一个计算值以Zafter(0)=Za(0)+Za_inj(0)-ZL21(0)为故障刚发生时刻)代入式(13)替换ZL22,得Za_shunt(1),再用这一时刻计算的并联侧附加阻抗,代入得Zafter(1)=Za(1)+Za_inj(1)+Za_shunt(1)-ZL21。

故短路发生后并联侧修正公式为:

并设以此得到的并联侧修正阻抗Z'a_shunt,串联侧的修正阻抗Z'inj=Zinj。

采用策略1,由短路状态时保护安装侧和UPFC运行数据变化自适应地调整保护动作的整定阻抗值,当测量在保护侧测量的单相阻抗值在整定阻抗圆内时,保护动作。传统的距离保护整定一段为80%的传输阻抗,Zzd为2.036 800+j23.466 440Ω。对由UPFC串、并联侧引起的阻抗增量进行修正,得到自适应整定的修正等式为:

其中Z'a_i n j和Z'a_s h u n t是实时变化的。随短路时UPFC运行参数的变化自适应调整整定阻抗值,然后判断该时刻的测量阻抗值是否落在整定的阻抗圆之内,若在自适应调整后的阻抗圆内,则保护动作,否则不动作。

自适应整定阻抗值Zzdnew的实部(电阻)和虚部(电抗)随时间整定变化如图5所示,Ra1和Xa1是在母线B2端的测量阻抗值。

若采用策略2,无需调整整定的阻抗值,但是得对母线B2侧的测量阻抗进行修正,其修正后的阻抗为ZJnew=Z'a_inj+Z'a_shunt,其实部和虚部随短路时间的变化如图6所示。

图6表明,由自适应计算所得的短路传输阻抗值与理论上保护安装处到短路点之间的传输阻抗接近。对于策略1,在短路后0.01 s时刻的自适应整定阻抗值作图(“Zz d”为短路故障后的阻抗测量值)。对于策略2,以“ZJ”表示修正后的测量阻抗,整定阻抗圆不变。分别作图观察保护动作特性,如图7所示。

由图7所示,策略1自适应整定的阻抗圆变大了,圆心位置也变化了(整定值阻抗变化),母线B2保护安装处在故障后所测阻抗均落入整定阻抗圆,保护装置可以可靠动作。对于策略2修正后的测量阻抗值均落在传统整定阻抗圆内(整定阻抗不变),保护装置也可以可靠动作。

3.2 相间短路的自适应保护

以AB两相相间短路为例(适宜于AB两相接地,ABC三相短路的情况),由UPFC后端线路相间故障的故障后测量阻抗分析,可得相间短路故障后测量阻抗的组成为:

其中ZL_short的含义与式(11)表达的含义相同。

其中Va_inj、Vb_inj分别为UPFC在A、B两相的串联注入电压,Ia_B2、Ib_B2分别为保护安装处A、B两相的测量电流。

如同接地故障自适应方案,并联附加阻抗初始值由测量阻抗Zab与UPFC装置前的输电线路传输阻抗ZL21,以及串联侧的阻抗增量Zab_inj组成。仍然以Zafter作为计算所得的ZL22的估计值,类似于接地故障对ZL22的估计方法。

短路故障后并联侧的修正阻抗为:

设此时得到的并联侧修正阻抗为Z'ab_shunt,串联侧注入电压引起的修正阻抗Z'ab_inj=Zab_inj。

采用策略1,相间故障,传统距离保护整定一段的阻抗值仍为80%线路传输阻抗,对由UPFC串并联侧引起的阻抗增量,进行修正,自适应整定的修正阻抗为:

其中Z'ab_inj和Z'ab_shunt是实时变化的。随短路时UPFC运行参数的变化自适应的调整整定阻抗值,然后判断测量阻抗值是否落在整定的阻抗圆之内,若在自适应调整后的阻抗圆内,则保护动作,否则不动作。

线路75%处两相相间短路故障后两种策略动作特性如图8所示。

由图8可得,策略1自适应的调整整定阻抗圆,测量的阻抗值均落入自适应可变阻抗圆内,保护可以可靠动作。策略2自动修正测量阻抗值,在原整定值阻抗圆下,也可以可靠动作。故在两种方式下,距离保护都可以可靠动作。

两相接地短路和三相短路情况属于相间短路的情况,分析情况类似。图9为两种策略下保护的动作特性。

由图9表明在本文所提出的两种自适应策略下均能使距离保护可靠动作。对线路50%处发生短路故障时采用相同的自适应方法,同样可以达到效果。

4 结语

含有UPFC的输电线路测量阻抗受UPFC注入电压的影响和无功补偿电流的影响,分别为串联侧和并联侧引起的阻抗增量。本文针对这两个阻抗增量,提出两种自适应保护方案:一种方案是根据UPFC串、并联侧引起的阻抗增量对整定阻抗值进行自适应调整,使得整定阻抗特性变成自适应的可变阻抗圆;另一种方案是对测量的阻抗值进行自适应的修正,在传统整定阻抗下判断动作特性。两种方案分别对距离保护的接地短路保护模型和相间短路保护模型采用。结果表明在短路故障后两种方案均能使保护正确动作。从而克服了在含UPFC装置的后端线路发生故障时,传统的距离保护可能拒动的影响,使得距离保护能正确的反映各短路故障。

参考文献

[1]谢小荣,姜齐荣.柔性交流输电系统的原理与应用[M].北京:清华大学出版社,2006.

[2]吴捷,王建.基于UPFC的灵活交流输电潮流控制计算[J].电力系统自动化,2001,25(8):3-6.

[3]李岩松,郭家骥,刘君.UPFC暂态数学模型及其应用[J].电力系统自动化,2000,24(21):31-39.

[4]朱声石.高压电网继电保护原理与技术[M].北京:中国电力出版社,2005.

钢筋保护层控制施工方案 篇4

钢筋保护层必须符合设计要求，保护层宜采用定型塑料卡具，保证砼在允许偏差范围内，使之符合设计要求和规范规定。具体执行下列可靠措施以保证钢筋的位置：

一、钢筋制作：

必须严格按照GB50300-2001和GB50204-2002的验收统一标准和质量验收规范施工，做到钢筋调直、钢筋切断、钢筋弯钩、箍筋、钢筋连接、钢筋的下料长度、钢筋加工的允许偏差都要符合规范要求。各钢筋检验批符合验收统一标准达到合格，这是保证钢筋位置的首要条件。

二、钢筋安装：

1、构造柱：要使构造柱的钢筋切断位置准确，在砌马牙槎时，应沿墙高每500mm设置二根φ6mm水平拉结钢筋，与构造柱钢筋绑扎连接；砌完砖墙后，应对构造柱钢筋进行整修，以确保钢筋位置及间距正确，然后即可支模浇筑。

2、圈梁：圈梁钢筋绑扎完后应加垫水泥执块＠1000mm左右，以控制保护层厚度。

3、为避免钢筋骨架外尺寸不准，绑扎时宜将多根钢筋端部对齐，防止绑扎时，某号钢筋偏离规定位置及骨架扭曲变形。

4、基础钢筋绑扎：基础四周两根钢筋交叉点应每点绑扎，中间部分每隔一根，呈梅花绑扎牢，双向主筋的钢筋网，则需将全部钢筋相交点扎牢。绑扎时应注意相邻绑扎点的铁丝要成“八”字形（或左右扣绑扎），以免网片歪斜变形。基础配有双层钢筋网时，应在上层钢筋下面设置钢筋撑脚式混凝土撑脚，以保证上下层钢筋间距和位置的正确。现浇基础柱与基础连接用的插筋缩小一个柱筋直径，以便连接后保证柱筋位置正确。

5、柱子钢筋绑扎：下柱柱的主筋露出楼面部分，宜用工具或柱箍将其收进一个柱筋直径，以便和上层柱钢筋搭接后能保证上层柱的钢筋位置。柱筋控制保护层可用水泥砂浆垫块（或塑料卡）绑在柱立筋外皮上，间距一般为＠1000mm，钢筋保护层控制施工方案

以确保主筋保护层厚度的正确。

6、墙钢筋绑扎：墙钢筋应逐点绑扎，于四周对称进行，避免墙钢筋向一个方向歪斜，水平的绑扎接头要错开，在钢筋外皮绑扎垫块或塑料卡，以控制保护层厚度。当墙配有双排钢筋时，在双排钢筋之间应绑＠8～10mm拉筋或撑铁，其中纵横间距不大于600mm，以保证两排钢筋间距正确。墙模板合模后应对伸出的钢筋进行一次整修，宜在搭接处绑一道临时定位横筋，浇筑砼时应有人随时抽查和修整，以保证竖筋位置正确。

7、梁钢筋绑扎：弯起钢筋与负弯矩钢筋位置要正确，主梁与次梁的上部纵向钢筋相遇处，因一般钢筋直径通常比较大，梁顶面钢筋保护层不易控制，故可将梁的上部纵向筋下压20～30mm，但不能超过30mm。梁底水泥垫块间距＠600～800mm。梁侧壁用带铁丝的水泥垫块或塑料卡绑在梁筋外皮上，间距＠1000mm。

8、板钢筋绑扎：面层钢筋之间须设钢筋支架，以保证上层钢筋的位置正确。对板的负弯矩筋，每个扣均要绑扎，并在主筋下垫砂浆垫块，以防止被踩下。特别对雨蓬，挑沿，阳台等悬臂板，要严格控制负筋的位置，在砼浇筑前进行检查、整修保持不变形。着重在混凝土浇筑中设专人看管并负责整修钢筋。

9、楼梯钢筋绑扎：底板钢筋绑扎完，待踏步模板支好后，再绑扎踏步钢筋，并垫好砂浆块。

钢筋保护层通常采用制水泥垫块垫在钢筋与模板之间，可以控制保护层的厚度。预制水泥垫块必须用1：2水泥砂浆制作，厚度为板15mm，梁25mm，柱25mm，而且垫块必须有足够的强度方可使用，确保保护层的厚度。垫块应布置梅花形，其相互间距不大于1m，上下双层钢筋之间的尺寸，可绑扎短钢筋或设置撑脚来控制。

三、模板安装：

必须严格按照GB50300-2001和GB50204-2002的验收统一标准的质量验收规范，做到模板用料、模板及支架的承载力、稳定性、刚度的设计及施工方案符合施工规范、模板各检验批必须符合验收统一标准，达到合格。模板安装尺寸达到要求，才能保证钢筋混凝土构件的尺寸符合施工图的要求。如构件尺寸超标，钢筋保护层控制施工方案 钢筋骨架尺寸不准，保护层厚度也不能满足要求。

四、混凝土浇捣：

浇筑砼时应注意钢筋的位置，随时检查模板是否位移，螺栓拉线是否松动、脱落，是否胀模、漏浆，浇筑砼时应有专人值班，跟踪检查，发现问题及时纠正。浇筑砼应注意振捣密实，防止振动使钢筋位移。浇筑悬臂板时，应注意不使上部负弯矩筋下移，当铺完底层混凝土后，应随时将钢筋提到设计位置，再继续浇筑。根据混凝土浇筑方案，在板面上搭设马道和浇筑平台，防止施工人员站在负弯矩筋上，破坏了钢筋的正确位置。操作人员也不得直接站在模板或支撑上，以免踩塌，使钢筋发生位移。采用手推车运送砼时，倾倒砼时不要用力过猛，避免重压和碰撞，造成钢筋位移或歪斜。在整个砼浇筑中，各工种都要设专人加强对钢筋、模板、螺栓、预埋件的看管、修复，防止走动。

浇筑砼时，对于板筋特别是负筋的保护层，严禁劳动车和人在上面行走，同时派专人监护，对于在施工中造成有负筋位置发生变化，必须在浇筑砼前修复好，确保钢筋保护层厚度。加大检查力度，在浇筑砼前，检查保护层是否符合要求；在浇筑砼时，要进行旁查，发现问题及时纠正。

钢筋保护层的检测按下列方案进行：在基础工程验收，结构工程分层段验收及主体工程的验收时，由项目部提出检测申请，填写申请表，在监理单位的见证下由县建筑材料试验室现场检测，并出具检测报告。项目部根据检测报告的内容进行需要整改或不整改的决定。

潮流控制器保护 篇5

文献[4-6]基于灵敏度推导,将支路故障等效处理为注入功率扰动,但同时也指出由于某些支路故障对系统影响较大,等效注入功率远大于节点负荷的扰动,灵敏度矩阵计算产生的误差不容忽略,需另行考虑更为准确的计算方法。 文献[4]提出一种考虑传输网络故障的随机潮流算法, 但由于没有考虑电网实时运行状态,仅采用传统的长期网络元件停运模型,一般仅用于规划分析。 文献[5]基于Monte Carlo抽样法实现了含UPFC的概率潮流计算, 并根据线路和节点电压的概率分布情况确定UPFC的最优安装位置,Monte Carlo计算本身需要消耗大量的计算,不适合大规模电网的优化计算。 文献[6]通过若干次最优潮流计算得到UPFC可能的安装位置和补偿容量, 并提出节点LMP指标用于最终确定UPFC的安装位置。

综上所述, 现考虑UPFC的随机潮流计算均采用Monte Carlo模拟实现,或计算复杂,或消耗大量时间, 无法快速准确地反映UPFC接入电网的运行安全状况。 本文提出一种考虑UPFC的随机潮流计算方法,采用UPFC的等效注入功率模型, 在稳态运行点对电网潮流方程进行线性化计算,得到雅克比矩阵;对电网中各种随机因素建立随机概率密度函数, 计算得到各随机变量的各阶半不变量后, 利用半不变量法在雅克比矩阵的基础上计算得到电网节点电压、 线路功率的对应半不变量, 最终得到节点电压和线路功率的概率密度函数。

1 UPFC稳态模型

目前为止, 由于UPFC等效注入功率模型和解耦模型具有原理简单,易于实现,已广泛应用于电力系统稳态分析。 然而,上述UPFC模型除需要新增网络节点数量,导致计算量增加外,不能直接建立UPFC控制变量与运行费用之间的数学关系, 影响到概率灵敏度指标的计算。 为克服现有UPFC等效模型的不足,本文采用一种基于理想变压器和对地可调电容的UPFC稳态模型用于随机最优潮流模型的建立, 其中UPFC变量包含变压器幅值、相角和可调电容3个变量,并可将上述控制变量作为所在线路参数的控制变量, 在保证原有节点数量不变的情况下, 易于实现含UPFC随机潮流的计算[7]。

忽略变压器等效阻抗后的UPFC简化等效模型如图1所示。 其中节点m和n为UPFC的输入、输出节点,Um,θm为节点m电压的幅值和相角;Un,θn节点n电压的幅值和相角;Im,δm为节点m流向节点n电流的幅值和相角;Sm为注入节点m的复功率;Sn为从节点n流出的复功率;为UPFC串联侧等效电压;为UPFC并联侧等效电流。

对于系统而言,UPFC主要发挥了输送有功功率并消耗或注入无功功率的作用, 因此可将UPFC等效为一个理想变压器和对地可调电容结构,如图2所示。

图2中,T为变压器的变比;Φ 为变压器的移相角度;ρ 为对地可调电容的容量。由于等效UPFC变量T、 Φ 和 ρ 相互独立,且与UPFC节点的输入、输出无关, 可作为所在线路的导纳矩阵进行雅克比矩阵的计算。 由图2可得到节点m和n的电压、电流关系式:

经推导后,得到二端口网络等式:

式(3)中:YU为二端口网络的等效参数。

将式(3)和式(4)与UPFC所在线路的二端口等效电路进行计算,便可得到含UPFC变量的线路参数,在没有增加节点数量的情况下, 可直接建立含UPFC控制变量的随机潮流模型。

2基于半不变量法的随机潮流计算

2.1随机潮流模型

随机潮流考虑的随机因素包括负荷的不确定性与发电机的强迫停运率。 在随机潮流的模型中将交流潮流方程线性化, 并假设各节点注入功率的随机变化是独立的, 则系统状态变量实际上是各独立注入功率随机变量的线性和,权重系数为灵敏度系数。 基于以上假设, 可采用卷积计算和级数展开等方法获得状态变量的随机分布[8]。 考虑节点注入功率的随机变化,将交流潮流方程在基准运行点处线性化,可得:

式(5)中:X,Z分别为节点电压和支路功率,下标0为基准运行状态;ΔW为注入功率的随机变化量;S0,T0分别为节点电压和支路功率对注入功率变化的灵敏度。

若各节点注入功率的随机变化相互独立, 则求它们的线性和实际上是做卷积运算,即:

式(6)中:ΔWg和 ΔW1分别为发电机组出力和负荷功率的随机变量。

由于卷积的计算量很大, 采用以半不变量为基础的Gram-Charlier级数展开方法计算随机变量的分布以减小计算量。

2.2半不变量法随机潮流计算

基于半不变量法的随机潮流计算步骤如下[9，10]:

(1) 读入电网数据。

(2) 用牛顿拉夫逊法计算基准潮流。

(3) 计算发电机及负荷(离散型或连续型)注入功率的各阶中心距。

(4) 由各阶中心距计算出发电机及负荷(离散型或连续型)注入功率各阶半不变量。

(5) 根据半不变量的性质,有:

式(7)中:ΔW(k)g与ΔW(k)1分别为发电机注入功率与负荷注入功率的各阶半不变量。

(6) 由式(5)可知,节点电压和支路功率的各阶半不变量为:

式(8)中:S(k)0和T(k)0分别为矩阵S0和T0中元素的k次幂所形成的矩阵。

(7) 应用Gram-Charlier展开级数,求出状态变量和支路功率的随机分布。

3算法流程

根据已建立的UPFC稳态模型, 将概率理论与半不变量法随机潮流相结合, 构成一种计及UPFC的电网随机潮流计算方法。 具体流程如图3所示。

4算例分析

为对本文提出考虑UPFC的电网随机潮流计算方法的正确性和可行性进行验证,本节以IEEE-14节点系统为例进行仿真计算。 硬件平台信息如下:CPU为酷睿双核,主频为2.8 GHz,内存为2 GB,程序开发环境为Matlab2010 b。

IEEE-14节点系统包括2台发电机, 具体参数如表1所示。 15条线路,网架接头如图4所示。 线路参数和节点负荷数据可见文献[11]。 部分节点负荷的预测均值和标准差如表2所示。

基于文献[11]的分析结果,节点2与节点5之间的线路为UPFC的最佳安装, 因此在UPFC安装于节点2与节点5的线路上时, 采用本文所述的含UPFC随机潮流方法进行计算。 当UPFC的控制参数T,Φ,ρ 分别取0.98,0.004,0.3,节点4和节点5的电压概率密度曲线如图5所示。

由图5可见,受到负荷随机性的影响,系统节点电压不再是某一固定值, 而是变为服从概率分布的随机变量, 具体的分布特性决定于节点的位置以及与负荷随机变量的特性。 根据图5得到的节点概率密度曲线, 可对负荷随机性对于电网节点电压影响进行分析,结果可用于指导电网规划与运行。

节点1和节点2之间、 节点1和节点5之间线路的有功功率概率密度曲线分别如图6和图7所示。 由图可知,受节点负荷随机性的影响,上述2条线路也服从相应概率密度分析,有助于分析线路的过载情况。

5结束语

本文提出一种计及UPFC的随机潮流计算方法, 为便于利用已有潮流计算算法, 采用UPFC的等效注入功率模型,并将传统串联侧、并联侧等效电源控制变量转换为理想变压器和对地可调电容变量, 避免了雅克比矩阵的修正,减小了计算复杂度。 在此基础上,基于半不变量法实现了含UPFC电网的随机潮流计算, 并通过算例仿真验证了所述算法的正确性和有效性。

摘要：提出一种考虑统一潮流控制器(UPFC)的随机潮流计算方法,采用UPFC的等效注入功率模型,根据接入位置建立含UPFC的稳态潮流计算模型,并采用牛顿-拉夫逊法进行潮流计算并确定电网的稳态运行点,在稳态运行点对电网潮流方程进行线性化计算,得到雅克比矩阵;对电网中各种随机因素建立随机概率密度函数,计算得到各随机变量的各阶半不变量后,利用半不变量法在雅克比矩阵的基础上计算得到电网节点电压、线路功率的对应半不变量,最终得到节点电压和线路功率的概率密度函数,最后通过IEEE-14节点进行了验证。

潮流控制器保护 篇6

对系统中某些关键断面的潮流进行精确控制,对稳定系统频率、优化运行方式、提高区域传输极限和系统稳定性[1,2,3]有着重要作用。已有的单纯基于灵敏度信息的控制方法,无法实现对断面潮流的大范围定向控制[4,5];基于优化的控制方法,运算过程复杂,难以在线应用[6,7];基于潮流追踪的控制方法,可实现对断面总潮流的精确控制,但无法兼顾各支路潮流变动目标不同的定向要求[8];尽管采用灵活交流输电设备(FACTS)[9]可对断面潮流进行有效控制,但由于造价昂贵,不可能大范围推广使用。因此,研究实用的断面潮流精确控制方法,对提高电力系统安全与稳定性意义重大。

本文在直流潮流模型基础上[10],结合非线性优化方法[11],给出一种基于直流潮流灵敏度的断面潮流定向控制新方法,不仅可对断面总潮流进行精确控制,同时可兼顾断面中各支路潮流变动目标不同的定向要求。

1 割集断面及断面潮流定向控制

电力系统割集断面定义为一组支路Itf构成的集合,可将系统分为互不连通的2部分,见图1。

Itf={B1,B2,…,BN} (1)

式中:Bi={Fi,Ti}为割集的第i条支路,Fi∈A,Ti∈B分别为支路的起始节点和终止节点;N为构成该割集的支路数。

以图1为例,为便于描述,假设系统A经断面流入系统B的总功率PΣ为正,则称A为该断面的送端系统,B为受端系统。若断面中某支路的潮流是由A流入B,其值为正,反之则为负,这样可以得到断面功率向量PItf:

$\mathit{{\rm P}}{}_{\text{Ι}\text{t}\text{f}}=[{\rm P}{}_{\text{B},1},{\rm P}{}_{\text{B},2},\cdots ,{\rm P}{}_{\text{B},{\rm N}}](2)$

假设前k条支路的潮流为正(k≤N),则有:

${\rm P}{}_{\text{Σ}}={\rm P}{}_{\text{Ι}\text{t}\text{f}}^{+}+{\rm P}{}_{\text{Ι}\text{t}\text{f}}^{-}={\displaystyle \sum _{i=1}^k{\rm P}}{}_{\text{B},i}+{\displaystyle \sum _{i=k+1}^{{\rm N}}{\rm P}}{}_{\text{B},i}>0(3)$

式中:P+Itf 和P-Itf 分别为具有正、负潮流支路的功率。

本文的目的是寻找一种有效方法,不仅可实现对断面总潮流的精确控制,同时能满足各支路潮流变动目标不同的定向要求。这种定向要求,对于实际电力系统的运行控制尤为重要。以某系统由2条支路构成的断面为例,其中,Itf={B1,B2},各支路的初始潮流为:PItf=[150 MW,50 MW],每条支路的潮流限值均为200 MW。假设由于需要,此时断面总潮流需增加100 MW。可以看出,支路1裕量现仅剩50 MW,而支路2裕量尚有150 MW。因此断面潮流定向控制的目的就是保证所增加的100 MW潮流,应尽可能多地由支路2来承担,例如控制目标为:ΔPItf=[0 MW,100 MW]。

2 基于直流潮流灵敏度的断面潮流定向控制

2.1 发电机输出功率转移分布因子(GSDF)

GSDF[12]给出了发电机有功输出变化引起各支路潮流的变化信息。将断面支路对应的GSDF矩阵与非线性优化方法相结合,可实现断面潮流精确的定向控制。对任一断面Itf,利用文献[12]中的方法可得如下GSDF矩阵Mg:

$\mathit{{\rm M}}{}_{\text{g}}=\left[\begin{array}{cccc}m{}_{1,1}& m{}_{1,2}& \cdots & m{}_{1,{\rm N}}\\ m{}_{2,1}& m{}_{2,2}& \cdots & m{}_{2,{\rm N}}\\ \cdots & \cdots & & \cdots \\ m{}_{n{}_{\text{g}},1}& m{}_{n{}_{\text{g}},2}& \cdots & m{}_{n{}_{\text{g}},{\rm N}}\end{array}\right](4)$

Mg的行对应系统中可调控的发电机,列则对应断面的相应支路,其中,ng是参与调控的发电机数。

2.2 断面潮流定向控制

如图1所示,断面Itf将系统分为A和B两部分,同时也将发电机分为2组,设其编号如下:

$\{\begin{array}{l}G{}_{\text{A}}=\{G{}_1,G{}_2,\cdots ,G{}_s\}\\ G{}_{\text{B}}=\{G{}_{s+1},G{}_{s+2},\cdots ,G{}_{n{}_{\text{g}}}\}\end{array}(5)$

为实现断面潮流控制目标,需满足如下调控原则:

1)若想使A到B的潮流增加ΔPitf,应满足:

${\displaystyle \sum _{G{}_i\in G{}_{\text{A}}}\text{Δ}}{\rm P}{}_i=-{\displaystyle \sum _{G{}_i\in G{}_{\text{B}}}\text{Δ}}{\rm P}{}_i=\text{Δ}{\rm P}{}_{i\text{t}\text{f}}(6)$

反之亦然,若想A到B潮流减少ΔPitf,则应满足:

$-{\displaystyle \sum _{G{}_i\in G{}_{\text{A}}}\text{Δ}}{\rm P}{}_i={\displaystyle \sum _{G{}_i\in G{}_{\text{B}}}\text{Δ}}{\rm P}{}_i=\text{Δ}{\rm P}{}_{i\text{t}\text{f}}(7)$

2)平衡机不参与断面潮流控制。

在上述调控原则基础上,断面潮流定向控制算法的具体步骤如下:

步骤1:利用潮流计算的中间结果及2.1节方法,得到所需矩阵Mg。这一过程将涉及B′的求逆[12],运算较为复杂,但由于本方法仅需逆矩阵的部分行和列,因此,利用稀疏向量技术结合求逆矩阵的伴随矩阵法,可有效提高其计算效率[13]。

步骤2:确定断面各支路潮流调控变化量和系统总潮流控制目标:

$\text{Δ}\mathit{{\rm P}}{}_{\text{Ι}\text{t}\text{f}}=[\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{B},1},\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{B},2},\cdots ,\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{B},{\rm N}}](8)$

则断面总潮流控制目标为:

$\text{Δ}{\rm P}{}_{i\text{t}\text{f}}={\displaystyle \sum _{i=1}^{{\rm N}}\text{Δ}}{\rm P}{}_{\text{B},i}(9)$

进而可得到各支路潮流变化量占断面总调控量的比例,称为目标归一化系数:

$\mathit{U}=[u{}_1,u{}_2,\cdots ,u{}_{{\rm N}}](10)$

式中:ui=ΔPB,i/ΔPitf。

步骤3:根据断面调控目标确定各发电机调控量:

1)由Mg得到控制行向量C。设在某一控制方案下,发电机调控量为:

$\text{Δ}\mathit{{\rm P}}{}_{\text{G}}=[\text{Δ}{\rm P}{}_1,\text{Δ}{\rm P}{}_2,\cdots ,\text{Δ}{\rm P}{}_{n{}_{\text{g}}}](11)$

则发电机的调控系数可表示为:

$\mathit{\alpha }=[\alpha {}_1,\alpha {}_2,\cdots ,\alpha {}_{n{}_{\text{g}}}](12)$

式中:αi=ΔPi/ΔPitf,i=1,2,…,ng。

进一步,根据式(5)可将α分为送端系统和受端系统2组:

$\{\begin{array}{l}\mathit{\alpha }{}_{\text{A}}=\{\alpha {}_1,\alpha {}_2,\cdots ,\alpha {}_s\}\\ \mathit{\alpha }{}_{\text{B}}=\{\alpha {}_{s+1},\alpha {}_{s+2},\cdots ,\alpha {}_{n{}_{\text{g}}}\}\end{array}(13)$

由此可得到如下行向量:

$\mathit{C}=[c{}_1,c{}_2,\cdots ,c{}_{{\rm N}}](14)$

式中:$c{}_i={\displaystyle \sum _{\alpha {}_j\in \alpha {}_{\text{A}}}\alpha }{}_{j}m{}_{j,i}-{\displaystyle \sum _{\alpha {}_j\in \alpha {}_{\text{B}}}\alpha }{}_{j}m{}_{j,i}$。

2)由向量C得到控制结果系数向量:

$\mathit{V}=[v{}_1,v{}_2,\cdots ,v{}_{{\rm N}}](15)$

式中:$v{}_i=c{}_i/{\displaystyle \sum _{j=1}^{{\rm N}}c}{}_i$。

3)形成控制优化目标函数,使控制结果向量V尽量贴近其控制目标向量U。设各台发电机的调控量上、下限为:

$\{\begin{array}{l}\text{Δ}\mathit{{\rm P}}{}_{\max }=[\text{Δ}{\rm P}{}_{\max ,1},\text{Δ}{\rm P}{}_{\max ,2},\cdots ,\text{Δ}{\rm P}{}_{\max ,n{}_{\text{g}}}]\\ \text{Δ}\mathit{{\rm P}}{}_{\min }=[\text{Δ}{\rm P}{}_{\min ,1},\text{Δ}{\rm P}{}_{\min ,2},\cdots ,\text{Δ}{\rm P}{}_{\min ,n{}_{\text{g}}}]\end{array}(16)$

式中:Pmax,j,Pmin,j,P${}_j^{(0)}$分别为发电机j的最大、最小和当前有功出力,ΔPmax,j=Pmax,j-P${}_j^{(0)}$,ΔPmin,j=Pmin,j-P${}_j^{(0)}$;1≤j≤ng。

定义发电机的调控上、下限系数βmax和βmin为:

$\{\begin{array}{l}\mathit{\beta }{}_{\max }=[\beta {}_{\max ,1},\beta {}_{\max ,2},\cdots ,\beta {}_{\max ,n{}_{\text{g}}}]\\ \mathit{\beta }{}_{\min }=[\beta {}_{\min ,1},\beta {}_{\min ,2},\cdots ,\beta {}_{\min ,n{}_{\text{g}}}]\end{array}(17)$

式中:βmax,j=ΔPmax,j/ΔPitf;βmin,j=ΔPmin,j/ΔPitf;1≤j≤ng。

最终得到控制优化目标函数如下:

$\min f={\displaystyle \sum _{i=1}^{{\rm N}}(}u{}_i-v{}_i){}^2(18)$

约束条件包括:

$\begin{array}{l}\beta {}_{\min ,j}<\alpha {}_j<\beta {}_{\max ,j}j=1,2,\cdots ,n{}_{\text{g}}(19)\\ {\displaystyle \sum _{p=1}^s\alpha }{}_p=1(20)\\ {\displaystyle \sum _{p=s+1}^{n{}_{\text{g}}}\alpha }{}_p=1(21)\end{array}$

对式(18)～式(21)所给优化模型进行求解,所得结果即为待求的优化控制方案。目标函数(式(18))是各条支路潮流变动量尽可能贴近控制目标,以满足断面潮流定向控制的要求;式(19)保证发电机出力在上下限范围内;式(20)、式(21)保证断面潮流变动总量为ΔPitf,即满足式(6)或(7)。

3 算例

3.1 New England39节点系统算例

New England 39节点系统如图2所示,图中箭头指示潮流方向,设发电机G31为平衡机。对图中A,B,C这3个断面加以研究,其支路构成及初始潮流情况示于表1。

3.1.1 断面A潮流控制算例

情景1:假设需使断面A潮流降低200 MW,各支路的分担量均为50 MW,则此时的目标归一化系数向量为:

$\mathit{U}=[0.25,0.25,0.25,0.25](22)$

利用第2节方法,经计算可得发电机最优调控系数及调控量如表2所示。经发电机出力调控后,表3给出了断面潮流控制后的结果及各支路潮流的控制误差。作为对比,表4给出利用文献[8]所述方法的控制结果及各支路潮流的控制误差。对比这2种控制结果不难发现,文献[8]的方法仅能使断面总潮流的变化量贴近控制目标,无法满足各支路潮流定向变化的要求,而本文方法则可以兼顾。

情景2:割集断面A潮流降低400 MW,支路25-02,17-18,14-04,11-06潮流分别减少100 MW,50 MW,100 MW,150 MW,则控制目标的归一化系数为:

$\mathit{U}=[0.250,0.125,0.250,0.375](23)$

经计算可得发电机最优调控系数向量及调控量示于表5,采取控制后的效果示于表6。

可以看到,在断面潮流控制总量变大且各支路潮流定向控制差异较大时,断面潮流总量控制误差尽管仍较小,但各支路潮流的定向控制误差略有增大。

3.1.2 断面B和C潮流控制算例

假设割集断面B潮流增加400 MW,支路17-27的潮流增加200 MW,支路17-18的潮流增加100 MW,支路14-04的潮流增加50 MW,支路11-06的潮流增加50 MW,控制结果及与文献[8]方法的对比示于表7、表8。

采用本文及文献[8]方法分别对割集断面C实施控制,要求每条支路潮流均增加166.67 MW,断面潮流总体增加500 MW,控制结果示于表9、表10。

从上述结果可以看到,采用本文方法可以兼顾断面潮流总量控制和支路定向潮流控制的需要,而文献[8]方法则只能对断面潮流总量进行精确控制,无法满足断面支路潮流定向控制的需要。

3.2 IEEE118节点系统算例

在IEEE 118节点系统中,设平衡机为G107,对表11所给断面加以研究。假设断面潮流需增加280 MW,支路70-74,70-75,69-75,69-77,68-81分别增加50 MW,80 MW,10 MW,40 MW,100 MW,采用本文方法的控制结果示于表12。从中可以看到,在保证断面潮流总量精确控制的前提下,各支路潮流的定向控制要求可得到近似满足。

4 结语

与文献[8]方法相比,本文方法在保证断面总潮流控制效果的前提下,实现了对支路潮流定向控制要求的近似满足。同时也注意到,无论对于哪一个控制场景,其断面支路定向控制的最大误差要大于断面总潮流的控制误差,其原因在于:

1)本文方法基于直流潮流实现,实际上是忽略了无功潮流的影响,当系统无功潮流比重较大时,易引起较大误差。

2)电力系统属于典型强非线性系统,断面支路潮流间存在较强耦合。但直流潮流灵敏度实质上反映一种系统参量之间的相关信息,属局部线性化方法,且在求解GSDF矩阵时忽略了断面支路之间的耦合,由此造成断面支路定向潮流控制误差偏大。

考虑到上述因素,进一步考虑无功功率对控制方法的影响,以及考虑断面支路潮流之间的非线性耦合,以便减少断面支路潮流定向控制的误差,将是下一步的研究方向。

潮流控制器保护 篇7

文中对UPFC的技术原理和发展历程进行了概括总结,阐述了UPFC的运行方式,介绍了模块化多电平换流器(MMC)技术的结构原理及特点,讨论了UPFC的作用及其在国外实际电网中的应用现状。 研究了在南京西环网加装UPFC的必要性, 并提出了南京西环网UPFC工程的接入系统、UPFC拓扑结构、换流器结构、 串并联侧接入和直流场的详细方案, 方案对于UPFC工程的示范推广具有重要参考价值。

1 UPFC技术及发展

1.1 统一潮流控制器技术原理

UPFC的典型结构如图1 所示, 它由2 个共用直流侧的电压源换流器(VSC)组成[13]。 VSC1 通过控制直流电压恒定来维持UPFC内部有功功率的平衡,为串联部分的有功功率提供了通道, 同时向系统提供无功功率补偿,以便支撑和调整节点1 的电压。 VSC2 可以在其能力的范围内调节节点2 的电压幅值和相角,从而控制了节点2 与系统受端之间的有功功率、 无功功率[7,14]。

在UPFC的众多稳态模型中, 电源型模型最能够详细解释UPFC的基本原理, 该模型的等效电路如图2 所示。 加装UPFC后,线路潮流为:

由式(1)可以看出,通过调节串联侧等效电压源的幅值和相角, 能够改变注入节点i和节点j的附加功率,从而改变线路潮流分布,达到调节功率的目的。

1.2 UPFC的运行方式

如图1 所示,UPFC的串联电压源换流器VSC2的结构等效于静止同步串联补偿器(SSSC)。 其主要运行方式[15]有:(1) 恒阻抗模式:VSC2 注入的可控电压源的幅值与线路电流成一固定比值,相位可超前或滞后线路电流90°,其相应补偿电抗为容性或感性;(2)恒电压模式:VSC2 的注入可控电压源幅值固定,补偿电抗随着线路电流的变化而变化,相位同样可超前或滞后线路电流90°;(3) 恒功率模式:VSC2 的注入可控电压源的幅值与相位同时在不断变化,保证线路潮流固定在某一参考值。

并联电压源换流器VSC1 的结构等效于一台静止同步补偿器(STATCOM)。 其主要运行方式[16]有:(1)恒无功模式:VSC1 的注入可控电流源的幅值与相位不断变化,保持恒定无功功率注入;(2) 恒电压模式:VSC1 通过调节可控电流源的幅值和相位, 无功功率可控,保持电压恒定。

将SSSC和STATCOM运行方式进行组合可以得到UPFC运行方式, 其综合了SSSC和STATCOM运行方式的优点,可独立控制线路有功、线路无功和节点电压幅值。 值得指出的是,由于无法实现有功交换, 独立的SSSC装置只能为所串入的线路提供同线路电流相位垂直的串联电压,从而保证其直流侧电压恒定,而UPFC从结构上作为SSSC和STATCOM的组合,将STATCOM通过直流侧与SSSC耦合后接入电网,可为串联侧提供有功支撑,实现串联侧和并联侧的有功交换,从而可以任意调节串联侧电压与线路电流之间的相角差, 因此可实现比单独SSSC更为强大的潮流控制能力。

1.3 换流器技术

VSC是UPFC最为核心的部件,具有多种拓扑形式,常见的有两电平、三电平及多电平等[17,18]。 目前实际工程中广泛采用的VSC多为两电平拓扑结构,图3给出了其拓扑示意图。 该拓扑的优点是结构相对简单,通常采用脉宽调制技术(PWM),控制相对容易;缺点是过高开关频率导致较大损耗、低电压等级以及串联IGBT引起的动静态均压和电磁干扰等, 这些缺点限制了其在实际工程中的进一步应用。

三电平及多电平VSC拓扑主要有箝位型和级联型。 根据箝位器件的不同,箝位型拓扑可分为二极管箝位型、飞跨电容型[19,20]。 图4(a)和图4(b)分别为二极管箝位型三电平和飞跨电容型三电平拓扑示意图。相比于两电平VSC,采用箝位型多电平结构可以有效地提升换流器容量, 同时减小可关断器件的电压应力,但该种拓扑存在直流侧均压问题且难以模块化生产的困难。

MMC是由德国慕尼黑联邦国防军大学的学者Rainer Marquardt在2001 年提出[21],该换流器采用模块化设计,通过调整子模块的串联个数实现电压及功率等级的灵活变化,且可以扩展到任意电平输出。

三相MMC的拓扑结构如图5 所示, 该换流器采用三相结构,每相分为上下2 个桥臂,每个桥臂由若干个结构、参数相同的子模块(SM)与电抗器L串联构成[22]。 单个SM的结构由上下2 个IGBT及其反向并联二极管和直流电容组成。稳态运行时,单个SM有投入和切除2 种状态,S1 导通S2 关断时为投入状态式,SM输出电压为电容电压UC;S1 关断S2 导通时为切除状态,SM输出电压为0。 通过调整相单元上下桥臂SM处于投入状态的个数即可合成所期望的电压,该输出电压是所有SM输出电平的代数和, 此外需要保证任何时刻每个相单元中上下桥臂投入的SM个数之和为定值以维持直流电压的恒定[23]。

MMC的调制技术对MMC的工作性能产生直接影响。目前常用的MMC的调制技术主要有:最近电平逼近调制(NLM)、载波移相脉宽调制(CSP-SPWM)、空间矢量脉宽调制(SVPWM)和特定次谐波消除调制方式(SHEPWM)[24,25,26,27]。 其中,NLM调制采用阶梯波逼近正弦波,原理简单,动态响应速度快,易于硬件实现,缺点是在换流器输出电平数较少或调制系数较低时,波形质量差, 输出的谐波含量增加;CSP-SPWM在较低的器件开关频率下可以实现较高的等效开关频率,采用CSP-SPWM时MMC各功率单元的开关频率相同,各单元能量分布均衡,且谐波特性良好,但实现方式较为复杂;SVPWM在电平数较高时受到限制;SHEPWM在计算开关点时需要求解非线性超越方程,计算复杂,动态特性较差[23]。 因此,在实际工程中,NLM和CSP-SPWM的应用较为广泛。

与传统的两电平、 三电平VSC相比,MMC拓扑有着显著优势:MMC的输出波形十分平滑,几乎接近于标准正弦电压, 因此MMC可大大减少滤波器容量甚至不需要装设滤波装置, 从而节省了系统谐波抑制设备的投资;MMC开关器件的开关频率低,开关损耗也相应减少;MMC结构的高度模块化,可以满足不同的电压等级和功率等级的需要, 能够实现任意电平的输出,方便容量升级,利于集成化、降低成本和提高系统可靠性[24,25,26,27,28,29]。

2 国外UPFC工程应用情况

国外已有3 座投入实际运行的UPFC工程。 主要包括美国INEZ变电站的UPFC工程, 纽约州的Marcy 345 k V变电站的CSC工程以及韩国Kangjin变电站的UPFC工程,3 个工程的具体应用情况如下所述。

2.1 美国INEZ变电站UPFC工程

世界上首台UPFC于1998 年投运,由AEP、EPRI和西屋电气公司共同开发, 安装在美国AEP系统的INZE地区的765/138 k V电网[30,31]。 整个UPFC由2台完全相同、 额定容量为160 MV·A的换流器组成。为了充分利用2 个换流器, 用2 台相同的并联变压器和1 台串联变压器通过母线和隔离开关与换流器连接。 通过开关切投可实现不同运行方式,2 个换流器可以以UPFC模式工作, 或者断开换流器之间直流侧开关后可以以STATCOM+SSSC或者2 个STATCOM的方式运行。 解决了向INZE地区供电的几条重负荷的长输电线路线损大且母线电压低的问题[32]。

2.2 纽约Marcy变电站可转换式静止补偿器(CSC)工程

2004 年, 纽约州的Marcy 345 k V变电站安装了CSC[33,34],其内部包含了1 台完整UPFC的结构。 整个设备由2 台 ±100 MV·A的VSC换流器、1 个200MV·A的并联变压器和2 个100 MV·A的串联变压器组成。 并联变压器与Marcy变电站母线相连,2 个串联变压器分别串接于变电站的两回出线上。 通过开关的转换可以实现4 种运行方式(SATCOM、SSSC、UPFC、IPFC)的转换。该项目的投运在不增加新的线路的情况下解决了Utica—Albany联络线输送的电力接近线路传送极限的问题, 提高了系统的传输容量和线路电压的稳定性、防止意外事故的发生,同时使得电网的运行更加经济。

2.3 韩国Kangjin地区UPFC工程

为解决韩国Kangjin地区由于附近的发电厂出力下降及附近输电线路断开导致变电站主变过负荷的问题,2003 年在Kangjin地区安装了1 台±80 MV·A的UPFC[35]。 该台UPFC由1 组2 个并联换流器和1 组2个串联换流器组成,换流器都为40 MV·A,采用4 重化三相三电平结构, 同时用带中间抽头的变压器连接各组换流器来降低6n+1 次谐波。 在串联变压器和换流器之间接有晶体管旁路开关电路, 系统发生故障时断开旁路开关电路,使UPFC退出运行,防止过电流损坏换流器。

3 南京西环网UPFC示范工程

3.1 南京西环网UPFC工程必要性分析

南京西环网为南京主城220 k V环网西部,主要供电范围为南京鼓楼区、建邺区以及栖霞新港地区、雨花经济开发区,是南京城网的主要负荷中心。由于电网结构及电源、负荷分布特点,南京西环网存在较严重的潮流分布不均情况, 其中500 k V龙王山变向西环网的220 k V输电通道潮流偏重, 尤其是西环网内220 k V晓庄南送下关、中央门断面潮流过重情况尤为突出,而500 k V东善桥变向西环网的220 k V输电通道较轻,影响了南京西环网的整体供电能力和安全可靠水平。南京西环网2015 年底电网结构如图6 所示。

2014、2015 年高峰方式下,晓庄—下关/ 晓庄—中央门断面潮流重载, 最大潮流已接近800 MW, 超过650 MW稳定限额,需要采用安自装置切除华能南京机组来满足N-1;2016 至2019 年, 随着新建500 k V变电站的投运, 晓庄南送断面潮流降低, 但仍无法满足N-1 校核,需要保留安自装置;2020 年及以后,为满足该区域电网供电,500 k V秋藤变投运, 晓庄南送断面潮流随之减轻, 但秋藤变配套送出的绿博园—码头线路潮流过重,仍难以满足N-1 校核。

为解决南京西环网潮流分布不均和供电能力受限的问题,可考虑的常规方案如下:

第一类方案: 新建线路通道或对原有通道实施增容改造, 可将华能南京电厂至晓庄单回线路开断环入码头变(方案1),或晓庄—下关/ 晓庄—中央门—下关线路更换倍容量导线(方案2)。 经详细论证,方案1 需建设2×9 km的220 k V电缆,投资规模巨大、建设难度大,且华能南京机组关停后作用降低;方案2 政策处理难度大,且改造时的停电安排难以实施。

第二类方案:通过调整分区结构(开断西环网)解决潮流不均供电能力受限的问题。 该类方案安全风险大,存在400 MW城区负荷短时停电的可能。

对此, 根据详细研究分析, 考虑在西环网装设UPFC来均衡西环网各输电通道潮流, 提升西环网的供电能力。

3.2 UPFC的系统方案

3.2.1 UPFC接入方案和容量

根据网架拓扑和潮流分析,UPFC最适合的安装地点为晓庄变,但由于场地限制,该工程考虑在晓庄变附近的铁北开关站装设UPFC装置, 将晓庄—经港双线开断环入铁北站, 并将原铁北—晓庄线路作为备用线路运行。 具体安装方案见图7。

根据近期和远景年对UPFC潮流控制要求的计算分析,在各种可能运行方式下,对UPFC的容量要求如表1 所示。 远景年(2020 年)西环网结构如图8 所示。

根据计算结果,UPFC串联侧最大容量需求为59.32 MV·A,对此确定配置串联侧换流器2 组,各60MV·A;此外,由于南京西环网内电缆较多,无功调节需求较大, 且考虑串联侧换流器同并联侧换流器可互为备用因素, 并联侧配置换流器1 组, 容量同为60MV·A。 工程计划2015 年底投运。

3.2.2 UPFC拓扑结构

如图9 所示,3 个换流器均通过隔离刀闸连接至串联变压器, 再通过2 个串联变压器分别接入铁北—晓庄220 k V双回线路; 同时,3 个换流器均通过隔离刀闸连接至1 个起动电阻, 再通过2 个并联侧变压器分别接入站内35 k V母线的2 个分段;3 个换流器采用背靠背的连接方式, 通过隔离刀闸连接至直流公共母线上。采用此结构后,通过串联侧和并联侧刀闸的开断组合,3 个换流器可组合成双线UPFC、单线UPFC、双线SSSC、单线SSSC及STATCOM等运行方式。

3.2.3 换流器结构

工程采用半桥式MMC,每相上、下桥臂各26 个子模块,并配置2 个冗余子模块,每个子模块可以独立控制, 交流电压由每相中2 个桥臂的子模块旁路比例来控制。每个桥臂装设桥臂电抗器,用于抑制阀侧和直流侧发生短路故障时的桥臂电流上升速度。

3.2.4 串联换流器接入系统方案

串联侧共设置2 台三绕组(含平衡线圈)串联联结变压器,串联变压器使用III/Yn/△接法,Y侧中性点通过高阻接地,△侧为平衡绕组。 串联联结变压器高压侧采用III接线组别实现分相串入晓庄—经港双回220k V线路中,变压器低压侧绕组连接换流器,该侧为Y接法, 中性点经高阻接地以保证SSSC模式有可靠的接地点;为了减小线路故障后阀侧的故障电压,提供线路3N次谐波的通路,改变变压器零序阻抗,串联变压器采用带平衡绕组的结构。 经计算,配置串联变压器的容量为70/70/25 MV·A,变压器各侧的电压为26.5/20.8/10 k V。

3.2.5 并联换流器接入系统方案

并联换流器经过2 组互为备用的三相双绕组并联联结变压器分别接入35 k V母线的2 个分段上, 由于铁北开关站无220 k V变压器,而燕子矶变同铁北开关站为一址两站, 因此方案中将UPFC并联侧接入燕子矶变35 k V母线。 根据UPFC正常工作需要,为换流阀和直流极提供参考地电位,换流器侧需要配置接地点,同时为防止换流器侧谐波电流注入35 k V系统, 并联变压器采用DYn接法,星侧中性点经高阻接地。 经计算,配置并联变压器容量为60 MV·A,变压器各侧电压为35±2×2.5%/20.8 k V。

3.2.6 直流场方案

南京西环网UPFC工程直流场采用三端背靠背的连接方式,3 个换流器布置在1 个阀厅,直流场区主接线采用双极直流接线,直流电压等级为±20 k V,采用户内直流场布置。 UPFC正常工作时,并联侧换流器控制直流电压, 为串联侧换流器控制线路潮流提供所需要的有功功率, 直流系统功率主要取决于串联侧换流器与线路交流的有功功率。 经计算,配置直流系统容量为40 MW。

3.3 UPFC工程综合效益分析

3.3.1 UPFC近期对电网作用分析

2015 年底加装UPFC装置之后,UPFC可控制晓庄南送断面潮流,使其满足N-1 校核。 经计算,可使南京西环网的供电能力由2500~3200 MW(考虑安自切机)提高到3500 MW,供电能力提升300~1000 MW;可以为南京城区电网提供±60 MVar的动态无功调节能力。

3.3.2 UPFC远期对电网适应性分析

2020 年及以后,如图8 所示,南京电网将投运500k V秋藤变向西环网供电,在一定程度上减缓了西环网北部220 k V送电断面的潮流, 但由于负荷的增加,绿博园送出断面潮流仍无法满足N-1 校核, 仍需通过UPFC的潮流调节能力, 优化向西环网供电主要输电断面的潮流分布。 经计算,UPFC通过使晓庄南送断面提高300 MW,优化500 k V秦淮、秋藤送出潮流分布,可解决秋藤变投运后220 k V绿博园—码头线路N-1过载问题,并使得西环网供电能力由3100 MW提高到3600 MW。 UPFC对西环网供电能力提升作用可参见表2。

MW

3.3.3 UPFC经济社会效益分析

经济效益方面,通过装设UPFC,由于其对南京西环网供电能力的提升作用, 可使得秋藤扩建及配套送出工程推迟至少2 年,节约投资约1.7 亿元以上,秋藤建成后, 通过UPFC的调节作用, 每年可增供电量约25 亿k W·h,每年增收利润约5000 万元。

社会效益方面, 工程可为国内高度城市化地区电网采用智能输电技术提升供电能力, 破解电网建设难题起到示范作用;此外,工程可为将来500 k V电网应用UPFC积累运行经验, 并可为在更高电压等级电网应用,提高跨省、跨区电网间潮流控制水平,增强我国交直流混联大电网输电能力提供新的技术手段。

4 结束语

作为功能强大、 特性优越的FACTS装置,UPFC综合了多种灵活控制手段,可以控制线路阻抗、电压和相角,同时能够调节输电线路的有功和无功潮流,为解决目前电网中潮流分布不均、 无功动态调节能力不足等问题提供了新的解决手段。

潮流控制器保护 篇8

直流电网通常由3个或3个以上的换流站及连接换流站之间的高压直流输电线路组成。相比于传统的交流电网,它能够有效实现从能源基地输送大量电力到远方的多个负荷中心、直流输电线路中间分支接入负荷或电源、几个孤立的交流系统之间利用直流输电线路实现电网的非同期联络以及大规模新能源电力的可靠接入[1,2,3]。由于直流电网自身结构的复杂性,在构建时也面临着一系列的挑战。尤其当端口数目和输电线路增多时,如何对直流电网中的线路潮流进行有效控制是需要解决的关键问题之一。如果直流电网中线路潮流不能得到有效的管理与合理的控制,将会影响系统中电能的传输,增大系统损耗甚至使线路过载而令系统发生停运故障。针对该问题,学者们提出了与交流电网中引入潮流控制装置类似的方法,即在直流电网中也引入潮流控制器。引入直流潮流控制器可以增加直流潮流的控制自由度,达到控制各条输电线路潮流的效果[4,5,6,7,8,9,10]。目前,研究人员已对直流潮流控制器技术展开了一系列的研究,并取得了一定的成果。与交流电网不同的是,直流电网中并没有无功功率、电抗和相角,所以只能通过改变输电线路电阻和直流电压来实现对直流潮流的控制,因此直流潮流控制器技术就有相对应的两大类方案,而改变直流电压这一方案又可细分为直流变压器(变换器)、串联可调电压源以及线间直流潮流控制器3类。改变线路电阻的方案是在输电线路中串入与旁路开关(断路器或绝缘栅双极型晶体管(IGBT))并联的电阻单元,通过控制旁路开关的开通与关断实现电阻单元的投切,从而控制线路的潮流[5,6]。在改变直流电压方案中,直流变压器方案是在线路中串入DC/DC变换器,通过改变变换器输出/输入的增益实现对直流电压的调节[11,12,13,14,15,16];串联可调电压源是在线路中串入电压极性和大小可调的等效电压源(电容)来改变直流电压,并利用外部电路实现与电压源之间能量的交换[17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27];线间直流潮流控制器是在相邻的两条输电线路中均串入可调电压源,利用两条线路之间的能量交换来实现潮流的控制[28,29,30,31]。

本文首先对已有文献中直流潮流控制器的拓扑结构及相应控制策略进行了详细的综述,并进行系统的总结和对比分析,随后在每类方案中选出一种直流潮流控制器进行仿真研究,并对提出的新型直流潮流控制器进行了仿真验证。最后,指出直流潮流控制器未来的发展方向和必须解决的主要问题。

1 直流潮流控制器技术方案

直流电网中的传输线路可用附录A图A1进行等效,其中Rab为节点a与节点b之间直流线路的电阻。可见,为了调节节点a与b之间线路中的潮流,只能通过改变线路电阻和节点电压两种方法。因此,已有文献中提出的直流潮流控制器方案主要分为两大类:第一类是改变线路电阻,即在线路中串入可变电阻器,等效为改变总的线路电阻来调节线路潮流;第二类是改变直流电压,即在线路中串入可变电压源,等效为改变线路电阻两端电压来调节线路潮流。其中按照改变直流电压方式的不同,这类方案又可进一步细分为直流变压器(变换器)、串联可调电压源以及线间直流潮流控制器。本节将对这些直流潮流控制器进行阐述。

1.1 调节线路电阻方案

为调节线路潮流,文献[5]提出了在输电线路中串入可变电阻器的方案,其电路拓扑如图1所示。该拓扑由电阻和两组反并联的IGBT单元以及电感构成。反并联的两组IGBT单元能克服IGBT的单向导电特性,实现功率的双向流动,此外,由于IGBT不能承受反向电压,故每一个IGBT都与一个二极管串联来承受反向电压。电感L的作用是缓解IGBT频繁通断对线路造成的影响。当IGBT导通时,忽略IGBT与二极管的导通压降,电阻R被旁路;而当IGBT关断时,线路电流通过电阻R。通过调节IGBT的通断时间比例(占空比),可等效为改变串入线路中的电阻器阻值,从而相应调节线路潮流。如需要减小线路潮流时,等效为增大串入线路中的电阻值,可通过减小IGBT的占空比来实现。

与文献[5]相似,文献[6]也提出了一种可变电阻器方案,如附录A图A2所示。该方案由多个电阻单元串联组成,每个电阻单元都由电阻器、两个反向串联的IGBT和浪涌放电器(SA)并联构成,浪涌放电器的作用是为了抑制IGBT两端的过电压。显然,这种结构也能实现功率的双向流动,当IGBT开通时,该单元中的电阻被旁路,当IGBT关断时,该单元中的电阻被投入到线路中。通过控制投入线路中电阻器数目,等效为改变串入线路中的电阻器阻值,可以实现对线路潮流的调节。由于IGBT能实现快速的通断,故这种方案的动态响应较好,其缺点是IGBT的导通损耗较大。文献[6]还指出可以将每个单元中的反向串联IGBT换成断路器,与IGBT相比,断路器的损耗较小,但是其动态响应较慢。

总体而言,输电线路中串入可变电阻器方案的优点是结构和控制都比较简单,缺点是只能单向增大线路电阻,即潮流只能单向调节,并且电阻器上有较大损耗以及需要相应的冷却装置,因而这一方案较适用于输电线路长度较短且潮流调节范围较小的场合,对于结构较复杂的直流系统,该方案并不适用。

1.2 调节直流电压方案

为了克服可变电阻器只能单向调节潮流且应用场合有限的不足,学者们提出了通过改变直流电网中线路电压来调节潮流的方法,主要有在线路中串入直流变压器、可调电压源以及线间潮流控制器等3种具体方案。

1)直流变压器

直流变压器不仅可以连接不同电压等级的直流电网,还可以用来调节线路潮流,其基本原理是微调直流变压器输入/输出两端电压差,等效为在线路中引入一个串联可调电压源,通过调节该串联电压源的幅值即可调节线路潮流。文献[6]提出采用双向Buck/Boost变换器作为直流变压器,如附录A图A3所示。将该直流变压器串入线路后,通过调节开关管T1和T2的占空比可改变直流变压器两端的电压比例,等效为在线路中串入电压源Vt,从而可调节线路潮流。但双向Buck/Boost变换器的缺点是V1dc只能大于V2dc,也即线路中引入的等效电压Vt只能大于零。此外,当V2dc端线路短路时,通过关断T1可将故障隔离(即对V1dc端线路没有影响),但当V1dc端线路短路时,则无法实现故障隔离,即该直流变压器只能实现单端故障隔离。

为了解决文献[6]提出的直流变压器只能单向调节潮流以及单端故障隔离的缺陷,ABB公司研究人员对其做了改进,在电感右端增加了两个开关管,使电路以电感L为中心呈左右对称的结构,如附录A图A4所示[11]。该直流变压器在线路中引入的等效电压Vt无极性限制,潮流可双向调节,还可实现两端故障隔离。文献[12]也提出类似的直流变压器拓扑结构,如附录A图A5所示,其可以看作是两个双向Buck/Boost变换器级联而成。令T1和T3的占空比分别为D1和D3,则该直流变压器的输入、输出关系为:V2dc=V1dcD3/D1。文献[12]提出的直流变压器中的开关器件电压应力为Vlink,由于Vlink必须同时高于V1dc和V2dc,故其开关器件电压应力要比文献[11]提出的直流变压器中开关器件电压应力高,且还增加了一个中间高压电容Clink。文献[13]则将经典的双有源桥(dual active bridge,DAB)变换器作为直流变压器,在一个三端直流电网中进行了建模仿真,同时验证了其故障隔离功能。可见,传统的双向变换器基本都可以作为直流变压器使用,但这些双向变换器大多都不能适用于直流电网所要求的几十甚至几百千伏、兆瓦级别的功率等级,主要的局限是受限于开关频率、器件容量以及电磁元件的充放电能力等。

文献[6,11,12]提出的直流变压器采用IGBT串联阀作为开关器件,通常用于电压等级和功率等级不高的场合。对于更高电压等级和功率等级场合,可采用晶闸管串联阀或模块化多电平技术,如英国阿伯丁大学的Dragan教授提出了一种适用于高压大功率场合的谐振型直流变压器拓扑[14],如图2所示。该直流变压器采用晶闸管串联阀作为开关器件,通过合适的控制机制触发导通同一组晶闸管(编号相同的为一组),使电感L1或L2与电容Cr谐振,实现功率的双向传输与电压变换,还可实现晶闸管的零电流关断以减小开关损耗,提高变换效率,此外,该直流变压器也可双向隔离直流系统故障,防止故障扩散。文献[15,16]提出了一种基于模块化多电平变换器(MMC)技术的直流变压器,如附录A图A6所示。由多个子模块级联构成,子模块可以是半桥结构,也可以是全桥结构。由于采用了MMC技术,故在高压直流输电场合具有良好的应用前景。

与可变电阻器相比,直流变压器的优点是可实现潮流的双向调节,且大部分直流变压器还具有直流短路故障隔离功能,而其缺点是会明显增加系统的复杂性和成本,单纯从调节线路潮流作用来看,直流变压器更适合应用于不同电压等级直流电网之间的连接。此外,由于该方案处理的功率等级为系统级的,所以在电压等级较高的直流输电网中,可采用文献[15,16]中的模块化多电平技术,以减小器件的应力;对于电压等级较低的直流配电网,则更适合采用文献[6,11,12,13]中的方案。

2)串联可调电压源

由于直流输电线路的电阻通常比较小,所以直流电压微小的变化就会对线路电流产生较大的影响,基于此,研究人员提出了多种直接在线路中串入电压等级较低的可调电压源的方式来改变线路电压,进而控制线路潮流。

加拿大麦吉尔大学的OOI教授提出了一种基于晶闸管的可调电压源电路结构[17],如图3所示,其中ainv和adir分别为整流触发角与逆变触发角。该可调电压源由两个六脉波晶闸管变流器反向并联组成,以实现功率的双向流动。该可调电压源通过三相隔离变压器与交流系统相连,通过对交流电的整流或者对直流电的逆变产生串入线路中的正电压或负电压,从而调节线路潮流。由于可调电压源只需要产生很小的直流电压就可以大范围调节系统中的潮流,故该可调电压源的容量也很小。其不足是需要的功率器件数量较多,且在整流或逆变时会向交流系统注入一定量低次谐波。文献[18]将该可调电压源应用于一个五端直流电网系统,仿真表明其可以起到很好的潮流调节作用。ABB公司研究人员也提出了多个与图3相类似的可调电压源电路拓扑[19,20],如为了减少功率器件数量,避免使用两个六脉波晶闸管变流器反向并联,文献[20]提出了一种带晶闸管换向器的可调电压源拓扑,如附录A图A7所示。当线路电流为正方向(图中所示电流方向为正)时,导通T1组晶闸管,而当线路电流反向时,导通T2组晶闸管,既可实现潮流双向调节,同时又减小了功率器件数量。

当基于晶闸管的可调电压源电路串入线路中时,由于晶闸管只具有单向导通特性,线路短路故障会导致晶闸管桥臂承受很高的反向过电压,这将对装置的安全运行带来极大隐患[22]。为解决此问题,文献[21,22]先后提出了将MMC(子模块为全桥结构)作为可调电压源串入线路中以调节其潮流,如附录A图A8所示。由于全桥子模块自身固有的电流双向流通特性,子模块的电容电压在短路故障瞬间不会发生突变,子模块中的IGBT不会承受高电压,因此对线路短路故障有穿越能力。

由于串入线路中可调电压源所需的容量及其直流端口电压都较低,可以采用更简洁的电路结构,如文献[23,24]提出了一种AC/DC+DC/DC两级式可调电压源电路结构,如附录A图A9所示。电压源换流器(VSC)通过隔离变压器与交流电源相连,VSC维持其直流端口电压稳定,其直流端口再与一个全桥变换器相连,全桥变换器的输出端经电容C串入输电线路中,通过调节全桥变换器输出电压Vt的大小与极性,即可实现对线路潮流的控制。显然,该电路可实现功率的双向流动,当Vt的极性与附录A图A9中相同时,交流源向线路提供功率,VSC工作在整流状态;当Vt的极性与附录A图A9中相反时,线路将功率回馈给交流源,VSC工作在逆变状态。由于采用了多个全桥子模块级联或单个全桥变换器电路结构,都可实现电流的双向导通,因此可调电压源中的电力电子器件(主要为IGBT)不会因线路短路故障而承受高电压[5,21,22,23,24]。

上述可调电压源电路都需要采用工频变压器与交流系统进行功率交换,导致整个装置体积大、笨重。为此,ABB公司研究人员提出了一种可调电压源与MMC中子模块储能电容进行功率交换的方案[25,26],如附录A图A10所示。MMC中子模块本身具有电压平衡功能,若子模块与可调电压源之间的功率交换在其可控范围内,则在保证MMC正常工作的同时也实现了潮流调节功能,且可调电压源可用中频或高频变压器,以减小整个装置体积重量。

以上几种可调电压源电路结构通常适用于高压直流输电系统,对于低压直流配电系统,文献[27]也提出了一种可调电压源控制方案,并以一个两端系统为例进行分析,如附录A图A11所示。Bus1和Bus2的两个Boost变换器以及线路电阻R12组成一个两端直流配电系统,两个Buck变换器的输入端作为可调电压源,其输出端分别串入直流配电系统的两端。当开关S1闭合且S2断开时,ΔV1被旁路,ΔV2被投入线路中,此时功率由Bus2流向Bus1,反之亦然;当S1和S2均闭合时,ΔV1和ΔV2均被旁路,可调电压源不参与潮流调节。

与线路中串入直流变压器相比,在线路中串入可调电压源不需要承受系统级的高电压,设备投入少,损耗低,经济性较好,其缺点是需要额外的电源与之功率交换,增加了系统的复杂性。所以在实际应用中,对于结构简单的直流系统(例如三端或四端直流系统),可以大力推广这一方案。对于结构较复杂的直流系统(五端及以上),为了提高整个直流系统的工作效率,可以考虑减少该类潮流控制器的投入而采用其他方案。

3)线间直流潮流控制器

为了解决串联可调电压源需要外部电源的不足,Alstom公司研究人员提出了一种线间直流潮流控制器方案,如附录A图A12所示[28]。它无需外部电源,只利用线路之间的功率交换即可等效为在线路中串入可调电压源,从而实现潮流控制。文献[29,30]分析了该潮流控制器的工作原理和运行特性,通过控制6个开关管的通断,可以使得一条线路高频率地串入正电压Uc和0(旁路),另一条线路高频串入负电压-Uc和0,即可等效为在一条线路中串入正电压源而另一条线路中串入负电压源,从而实现线路的潮流调节。与此同时,电容C将不断处于充电和放电状态,实现电容电压的动态平衡。文献[31]也提出了一种适用于三端直流电网系统的线间直流潮流控制器。但该线间直流潮流控制器拓扑受到线路潮流方向限制,当线路潮流反转时,该线间直流潮流控制器无法正常工作,应用范围有限。

本文在综合分析多种潮流控制器拓扑的基础上,提出了一种新型的线间直流潮流控制器,其电路拓扑如图4所示。在线路1与线路2中分别串入两个电容C1和C2作为可调电压源,每个电容均并联一个旁路开关(S1和S2)及两组电路单元,电感L1和L2为耦合电感。开关S1及S2同时闭合时,两个电容均被旁路,潮流控制器不参与潮流调节,当开关S1及S2同时断开时,通过控制4个IGBT的通断即可实现功率在两个电容之间交换,从而实现对线路潮流的控制。

下面以I1和I2同为正方向,以按潮流控制要求减小I1、增大I2为例对其工作原理进行说明,即等效为在线路1中引入正电阻效应,在线路2中引入负电阻效应[29],故C1和C2的电压方向与图4中参考方向相一致。

根据电容电压极性,首先开通T1,则C1,L1,T1,D11形成回路,在Vc1作用下,L1电流上升,L1储能增加;一段时间后关断T1,并开通T3,此时T3,D33,C2,L1形成回路,在Vc2作用下,L1电流下降,L1中的储能转移到C2中。一段时间后再开通T1,则电路重复上一周期过程。可见,C1中的一部分能量转移到C2中,从而实现减小I1、增大I2的目的。设T1的占空比为D,与其互补导通的T3占空比为1-D,则两条线路的电压与开关管占空比关系如等式(1)所示。该新型线间直流潮流控制器克服了文献[31]中的直流潮流控制器在线路潮流反转时便无法工作的缺陷,同时开关器件更少,有较广泛的应用场合。

与可调电压源相似,线间直流潮流控制器方案不需要承受系统级的高电压,且不需要额外的电源与之能量交换,故线间直流潮流控制器的成本更少,损耗也相对较低,不论是直流输电网还是直流配电网,也不论系统的复杂程度如何,该方案都适用,在未来直流电网中将具有良好的应用前景。

对以上4类直流潮流控制器进行总结,对比各自的优缺点及应用场合,如表1所示。

2 仿真研究

为了验证前文对各类直流潮流控制器特性对比分析的正确性,本节在PLECS中搭建了一个五端直流输电系统仿真模型,从可变电阻器、直流变压器、可调电压源3类直流潮流控制器中各选出一种,分别进行仿真研究,并对提出的新型线间直流潮流控制器进行了仿真验证。五端直流输电系统如图5所示,该五端直流输电系统的端口5所在换流器控制直流电压为300kV,其余换流器处于定功率或定电流控制状态。其输电线路参数如表2所示。

根据电网结构和参数,在不投入任何潮流控制器的情况下,可以获得注入电流[I1,I2,I3,I4]T和支路电流[I12,I15,I14,I25,I45,I34]T之间的关系:

当注入电流为[I1,I2,I3,I4]T=[-0.6,-0.8,3,5]T时,可由式(2)计算出[I12,I15,I14,I25,I45,I34]T=[1.94,1.93,-4.47,1.16,3.51,3]T。

2.1 可变电阻器

选取文献[6]提出的可变电阻器方案,由于投入可变电阻器只能减小所在线路的电流,为实现电流双向调节,需要在两条线路中都串入可变电阻器。这里以在Line15中串入可变电阻器为例,在Line15中串入5个单元,每个单元中的电阻均为0.8Ω。

从第1s开始,每隔1s,在线路1中投入一个电阻单元,得到线路电流的波形如附录A图A13所示。在图中,1s时线路1中投入了一个电阻,所以I15随之减小。随着Line15中电阻单元的不断投入,I15也逐渐减小,当5个电阻单元都投入时,其功率损耗为2.77 MW,可见,可变电阻器方案的潮流控制器损耗较大。此外,从仿真波形中可以看出,可变电阻器方案不能实现线路潮流的连续调节,只能实现阶梯性的调节,这是因为串入线路中的电阻值也是阶梯性变化的。

2.2 直流变压器

选取文献[11]提出的直流变压器方案,将该直流变压器串入Line15中,首先控制I15为0.5kA,3s后再控制I15为3kA,得到仿真波形如附录A图A14所示。可见,在3s前后,I15均稳定在了给定的参考值,且暂态过程持续时间很短,相应地,电流I12和I14在3s前后也发生了改变。此外,由以上分析可知,在3s前后,直流变压器的输入/输出端承受的电压大小均为系统级的。与可变电阻器相比,该直流变压器能灵活地控制线路中的潮流增大或者减小,实现潮流的双向调节。需要注意的是,当控制I15为0.5kA时,直流变压器处理的功率为150.45MW,当控制I15为3kA时,直流变压器处理的功率为916.2 MW,即使直流变压器的效率高达99%,其损耗也有9.16 MW。可见直流变压器处理的功率为系统级的,必然会使其损耗和造价增大。

2.3 可调电压源

选取图3所示可调电压源方案,将其串入Line15中,首先控制I15为0.5kA,3s后再控制I15为3kA,相应的仿真波形如附录A图A15(a)所示。可见,在3s前后电流I15均稳定在了给定的参考值。附录A图A15(b)为相应的电容电压波形,3s前ΔU=-4.34kV,3s后ΔU=3.25kV。与上述可变电阻器方案相比,该方案只需在一条线路上接入可调电压源就可以控制两条线路的潮流,其灵活性较好;与直流变压器方案相比,可调电压源端口电压比系统电压小很多。并且当控制I15为0.5kA时,可调电压源处理的功率为2.17 MW,当控制I15为3kA时可调电压源处理的功率为9.74 MW,远小于直流变压器处理的功率,可调电压源的效率按95%计算,其损耗只有0.487 MW,远小于直流变压器损耗。该仿真验证了前文所述的该方案不需要承受系统级的高电压及大功率,经济性较好。

2.4 线间直流潮流控制器

选取图4所示的线间直流潮流控制器方案,将电容C1和C2分别接入Line15和Line14。首先,控制Line15的电流为0.5kA,3s后控制其为3kA,得到仿真波形如图6所示。从图6(a)可以看出,线路电流在3s前后都稳定在了给定的参考值,且可以实现两条线路的潮流双向调节。图6(b)为电容电压波形,3s前Vc1=-4.60 kV,Vc2=0.58kV;3s后,Vc1=9.77kV,Vc2=-14.84kV。显然,电容电压比系统电压小很多,同样不需要承受系统级的高电压。此外,当控制I15为0.5kA时,线间直流潮流控制器处理的功率为2.3 MW;当控制I15为3kA时,线间直流潮流控制器处理的功率为29.31 MW,其效率按95%算,此时的损耗为1.47 MW,同样远小于直流变压器的损耗。图6(c)为相应的二极管电流波形,从图中可以看出,该潮流控制器处于良好的工作状态。此外,与可调电压源方案相比,线间直流潮流控制器无需外部电源,降低了系统复杂性。

从以上分析和具体的算例来看,以现有的器件和技术水平,完全可以实现可变电阻器型、可调电压源型和线间直流潮流控制器的研制。

3 结语

本文对现有文献中的直流潮流控制技术进行了综述,比较详细地论述了各类方案的拓扑结构和优缺点及其实际的应用场合。结果表明,可变电阻器方案结构简单但应用场合有限,仅适用于输电线路长度较短且潮流调节范围较小的情况;直流变压器和可调电压源方案均可实现潮流双向调节但结构和控制较复杂,这两类方案中具有模块化结构的拓扑适用于直流输电网,其余拓扑则适用于直流配电网;线间直流潮流控制器方案则具有容量小、损耗小且不需要额外电源的优点,对于输电网及配电网均适用,相比于以上3种方案,该方案具有良好的应用前景。在每一类方案中选取了一种拓扑结构,将它们分别投入一个五端直流输电系统进行了仿真验证。目前国内外有关直流潮流控制技术的文献相对较少,有许多问题还需要进一步深入研究。

1)研究具有多重功能(例如能实现故障隔离等)的直流潮流控制器拓扑结构,弥补现有的直流潮流控制器的一些缺陷。

2)研究直流潮流控制器在直流电网中不同的接入位置对系统或其自身产生的影响。

3)研究直流电网自身的控制策略与潮流控制器相结合的方式进行直流潮流控制。

4)线间直流潮流控制方案具有其独特的优点,可对该方案进行重点研究,提出新的拓扑结构。

潮流控制器保护 篇9

FACTS控制器被引入到电力系统中提高了系统的安全性,容量和功率的灵活性。 FACTS装置可以减少无功功率流动,维持总线电压在所需水平,并提高了电力系统的稳定性。因此,它们可以提高电力系统在应急情况下的安全性。统一潮流控制器(UPFC)[1,2]是一种多用途FACTS装置,可单独或同时控制有功功率,无功功率和母线电压,它由Gyugyi在1991年提出并引入电力系统[3,4]。

在背靠背型功率变换器组成的UPFC中,由于直流电容器的存在,增加了UPFC的重量、成本和体积,引起系统额外的功率损失。用三相交流-交流的矩阵变换器(MC)替换背靠背型功率变换器既可以维持相同的功能,同时还由于消除了直流电容器,从而降低了系统的成本、体积,提高了系统的可靠性和使用寿命。MC具有结构简单、结构紧凑、能量可双向流动、可产生正弦输入电流和输出电压、功率因数可调等优点。由于上述优点,MC在UPFC中具有较大的应用价值[5]。

文献[5]中对基于CMC的UPFC展开研究,通过分析其标量模型提出了一种单环解耦控制策略,但精度不够高。文献[6-7]提出的基于CMC的潮流控制策略均基于常规的PI闭环控制,控制效果一般,解耦效果不太好, 响应比较慢。文献[8]对基于CMC的UPFC采用了包含滑模控制的直接功率控制策略,但是控制策略较复杂。 文献[9]构建三环控制系统:功率环、电压环和电流环,令电流跟踪电压的变化,使得系统的动、静态性能和稳定性得到了一定提升,但是由于采用过多环节,控制策略复杂。

预测控制易于数字化实现,建模方便,具有控制精度高、算法简单、对模型要求低等优点,能提高系统的鲁棒性,具有较好的动态控制效果。本文将预测直接功率控制算法引入MC-UPFC控制系统中,首先分析了MC的双空间矢量调制策略,接着建立了MC逆变级的预测直接功率控制模型,然后提出了MC-UPFC串联侧逆变级的功率预测控制策略,最后建立了仿真模型对控制策略进行验证。仿真结果表明:所提控制策略有效地提高了MC-UPFC系统潮流控制的动静态性能,从而验证了所提控制策略的有效性[10]。

1 MC-UPFC电路结构及原理

MC-UPFC基本电路结构如图1所示,MC一端与耦合变压器T2串联接到输电线路2中,另一端与变压器T1并联接到母线上。并联侧为串联侧提供输入电压,提供其所需要的有功功率。串联侧逆通过调节串接在线路上的电压幅值,改变线路的有功功率和无功功率的流动,以达到控制潮流的目的[11]。

2 MC调制策略

根据矩阵转换器的结构,由于输入不能短路和输出不能断路[12,13],统一潮流控制器-MC限制它的开关模式, 只允许有27种模式。众所周知的MC控制方式有两种: 一种是Venturini调制策略;另一种是SVM调制策略。 SVM算法是基于三相输入电流和三相输出电压的,如图2所示。

图2(a)是输入电流矢量图,参考电流的公式为:

式中,

所以占空比和输入电流调制系数分别为:

图2(b)表示输出电压参考矢量可以由相邻两个开关矢量和零矢量合成,其公式如下:

其中:

因此,占空比和输出电压的调制系数为:

3 MC串联侧的预测直接功率控制策略

3.1线路潮流控制原理

在两相静止坐标下,根据瞬时功率[14]理论,主线路上的有功功率和无功功率为:

式中:u2α和u2β是线路母线电压值u2在静止坐标系下的 α和β分量;i2α和i2β是线路电流值i2在静止坐标系下的α 和β分量;p和q分别是线路有功功率和无功功率。

假定三相电网电压平衡[15],输出电流方程为:

经过αβ 静止坐标变换为:

式中:iα和iβ为MC输出电流在 αβ 坐标系中的分量; usα和usβ为MC输出电压在 αβ 坐标系中的分量;eα和eβ为电网电压在 αβ 坐标系中的分量。

假定开关采样周期为Ts,式(15)的离散公式为:

若选定采样周期足够小,可以认为电网电压的值在相邻的两个开关周期内不变[16],即eα(k + 1) = eα(k) , eβ(k + 1) = eβ(k) ,则在连续两个采样周期内有功功率和无功功率的变化 ΔPo和 ΔQo可以表示为:

将式(16)代入式(17),不计电阻压降,写成矩阵形式可得到:

逆变级P-DPC策略的目标是使MC输出的有功功率和无功功率在k+1时刻达到给定值,即:

式中:P*即为式(19)的最佳输出有功功率指令,从而使得输出有功功率跟踪指令;usα(k) ,usβ(k) 为采用空间矢量调制的MC在静止坐标下的输出电压参考信号。

u*sα和u*sβ作为空间矢量脉宽调制算法(SVPWM)的参考给定,由式(20)可得线路潮流给定值p*和q*,控制框图如图3所示。

图3中:P*和Q*分别表示有功功率和无功功率的参考值;us表示MC的输出电压;e表示滤波后输出电压; u1表示主线路的检测电压;i1为主线路电流。通过预测直接功率控制得到线路目标输出功率。

4仿真分析

利用Matlab/Simulink搭建UPFC-MC的系统模型。主要仿真参数如下:线路中等效电阻为0.3 Ω,电感为2 m H;UPFC的串联部分接入电网的串联变压器为Y Δ 接法,原、副边变比为3∶4;输出滤波器的电感为1.5 m H, 系统电网相电压为110 k V,电网角频率为50 Hz;UPFC的并联部分接入电网的并联变压器为Y Δ 接法,原、副边变比为3∶1;电路等效电阻为0.01 Ω。设定功率基准值为100 MW。

0~0.1 s给定值为:Pref=0.1 pu,Qref=0;0.1 s时刻给定值为:Pref=0.2 pu,Qref=0,仿真结果如图4所示。

由图4可以看出,在0.1 s之前,系统实际P和Q值按照给定值准确输出,且波形较好。0.1 s时有功功率参考值突变,无功功率参考值保持为0时,实际检测到的有功功率快速响应,暂态过程中有功超调量较小,且对无功功率影响很小,说明解耦效果较好。0~0.05 s潮流给定值为Pref=0.12 pu,Qref=0.03 pu,0.05 s潮流给定值改为Pref=0.25 pu,Qref=0.05 pu,仿真结果如图5和图6所示。

由图5可以看出,P和Q同时变化时,相互之间干扰很小,解耦性佳。图6为该条件下的线路A相电压电流波形。

设置:0.05 s之前,给定值P为0.1 pu,Q为0 pu。0.05 s开始给定值P为0.2 pu,Q给定值保持为0 pu。在上述给定条件下分别采用PI控制和预测直接功率控制进行仿真实验,得到如图7和图8的波形图。图7为采用PI控制时线路潮流变化图。从图7可以看出,PI控制响应时间慢,有功超调量较大。图8为采用预测直接功率控制系统仿真波形,与PI控制相比,P超调量很小,响应快速,波形平稳,P和Q之间之间干扰非常小,具有更好的动静态性能。

5结论

本文分析了MC空间矢量调制策略,建立了UPFC中MC数学模型,在此基础上提出了UPFC串联侧的MC预测直接功率控制策略。该控制方法使得系统的有功功率和无功功率独立控制,可以大幅提高解耦性能,还使得系统具有较好的动静态性能,且控制简单灵活,便于数字化实现。

摘要：在此以基于矩阵变换器为基础的统一潮流控制器为研究对象,介绍了当前统一潮流控制器的发展状况以及控制策略现状,在此基础上提出预测直接功率控制策略用于该系统,并建立了预测模型,以便有效提高系统的动静态性能。通过Matlab仿真平台搭建了系统模型,通过仿真试验对比了PI控制和预测直接功率控制的波形效果。仿真结果表明了所提控制策略的正确性和有效性,有利于电力系统安全可靠运行和数字化实现。