直流过电压（通用9篇）
直流过电压 篇1
1 引言
高压直流输电的换流站在其换流过程中会产生大量谐波。大量谐波注入交直流网络,将会对电力系统自身的设备及负荷带来一系列危害: 直流输电闭锁、旋转电机和电容器等设备的附加谐波损耗和发热; 谐波谐振过电压造成电气元器件及设备的故障与损坏; 谐波会恶化换流器的工作条件,引起逆变器换相失败或换流器控制不稳定; 谐波计量产生错误; 谐波在200 ~ 35000Hz范围内,会对通信设备产生比较严重的干扰; 保护装置误动作[1]。因此,谐波分析与控制成为高压直流输电的基本问题。随着中国高压直流输电工程的增多,特别是特高压直流输电的投入运行,谐波问题越来越严重,曾导致直流系统的停运。所以,对直流系统而言,如何准确地测量和评估谐波水平成为重要的研究课题。
在直流输电系统中,直流电压互感器( DCVT)是非常重要的电压测量设备。依据DCVT不同的电压测量位置,可以分为中性线用和极线用直流电压互感器两种类型。相对于中性线用直流互感器,极线用直流电 压互感器 有较高的 工作电压 和准确度[2]。
分压器是DCVT的重要部分之一,按其测量原理可分为电阻 分压器、电容 分压器和 阻容分压器[3]。虽然电阻分压器可实现高精度测量[4],但其频率特性对杂散电容非常敏感。电容分压器的分压比会随着负载变化而变化,杂散电容对电容分压器的影响很小; 但由于寄生电感的存在,使电容分压器的分压比与电路参数有关,同时此分压比会随着被测信号频率的改变发生变化。阻容分压器将电阻分压器和电容分压器结合起来,它有良好的频率特性,在直流输电系统中是唯一用于电压测量的装置[2]。Erik Sperling在文献 [5]中指出,直流电阻分压器采用阻容分压的形式,拥有良好的频率响应,但没有考虑其他器件对整套电压互感器的影响。
本文针对极线用阻容式直流电压互感器,研究了其基本结构原理,分析各个环节的特性以及各参数对直流谐波电压测量误差的影响,通过仿真和实验分析指出了削弱误差的方法。
2 直流电压互感器结构原理
直流电压互感器的结构原理图如图1所示[6],其一般由一次传感器和二次直流放大及辅助装置两部分组成。一次传感器为直流阻容式分压器,由多级电阻和电容进行串并联构成。这些电阻由环氧树脂密封在真空的状态下,内部充满绝缘油或SF6气体,外部有复合绝缘子,其顶部安装均压环来均压。
直流分压器由高压和低压两部分集合而成。高压部分由一些电阻和电容先并联,然后再串联在一起组成。低压部分的设计原理与高压部分相似,并配有保护放电间隙保证低压回路的元件安全。分压器输出电压作为直流放大器的输入电压信号,经过放大后取得与被测直流电压成比例的电压输出,通过光纤送至控制保护屏柜内[6]。
分压器电阻部分的主要作用是测量直流电压,电容部分的主要作用是均匀分布雷电冲击电压。在雷电冲击情况下,受到寄生电容的影响,分压器电阻上的电压将不均匀地分布,靠近高压侧的电阻承受很高的冲击电压,这极有可能使单个电阻由于过电压而损坏,进而导致整个分压器的损坏。并联电容能够有效减小寄生电容的影响,使冲击电压分布均匀[2]。
由此可知,直流电压测量的准确性主要由电阻元件自身的特性所决定。电阻的阻值一般选得比较大,但选得太大将会削弱电阻的作用,使阻容分压器变成了电容分压器。电 阻应该具有温度系数小( 高、低压臂电阻的温度系数应相同) 、电感量小、在高电压作用下阻值稳定且能够耐高压和冲击电压等特点。
同轴电缆将分压器和电子隔离装置( 放置在控制室内) 连接起来,使分压器输出的低压测量信号传送到电子隔离装置,保证该信号不会受到电磁干扰和其他环境因素的影响。
3 各部分频率特性分析
3. 1 分压器
阻容分压器的结构如图1所示,其中R1为高压臂电阻,R2为低压臂电阻,与电容C1和C2并联组成RC网络实现分压功能。
复数传递函数H( jω) 为:
从式( 1) 可看出,在高频段下电容分压器主导着传递函数的幅值,而在低频段由电阻分压器主导。所以,当f = fx≠0 ( ωx= 2πfx) 时,选取合适的电容和电阻使ωxC2R2>> 1和ωxC1R1>> 1成立,这样在( fx,∞ ) 频段,阻容分压器变为电容分压器。
当式( 2) 所示条件满足时,传递函数为一个与频率无关的定值。
式( 2) 所以被称为补偿条件。从谐波角度讲,补偿条件满足时,分压器能够使被测电压中各种频率成分顺利通过。分压器不同补偿条件下的频率响应如图2所示。图2中,R1= 400MΩ,R2= 50kΩ,C1=400p F,若满足式( 2) ,则当C2= 3200n F时将得到平坦响应( a线) ; 若C2取8350n F[2]将使阻容分压器过度补偿( b线) ; 若C2取1950n F将使阻容分压器欠补偿( c线) 。
实际上,由于元件的非线性,如电阻和电容存在杂散电感等,式( 2) 中的条件很难得到,电压测量会有一定误差。
电压幅值相对误差为:
式中,U1和U2分别为在测量条件下的一次和二次电压; K为分压器的额定分压比。
假如二次电压相位超前一次电压相位,相位移计算的定义为:
3. 2 同轴电缆
一般的同轴电缆有四个参数,分别为电阻、电感、电容和电导,如图3所示。由于集肤效应,随着频率的增加电阻的阻值会增加,而电感值将下降。在频率依赖性的介电损耗的影响下,电导值将变化。只有电容值不是频率依赖性的[7]。为了保证同轴电缆的传输特性,运行中的频宽不能超过它自己的截止频率fc,其表达式为:
式中,Di、da分别为电缆的内径与外径( mm) ; vr为相对传播速率( % ) 。
图3中,Rc、Lc、Gc、Cc分别为同轴电缆单位长度的电阻、电感、电导、电容; ZL是负载阻抗。U1和U2的传递函数为:
式中,Zc为特征阻抗; γ为传播常数; l为电缆的长度。
另外电压反射系数( Γ ) 也是同轴电缆的重要参数之一,其表达式为:
如果式( 9) 中满足ZL= Zc,则电缆末端的负载就是匹配负载,功率在电缆上实现无损传输,同轴电缆的传递函数只取决于电缆自身参数。同轴电缆的频率响应如图4所示,当ZL< Zc时电缆频率响应不是很好。实际上,选取的ZL比Zc大得多。
3. 3 电子隔离装置
为了提高测量的精度,被测量的输入信号需要先通过一个低通抗混叠滤波器来滤除噪声的影响,其截止频率设为1 /3倍采样频率。之后,再通过模拟-数字转换、低通滤波器等来滤除大于1 /2采样频率的信号,取得与输入信号成比例的输出信号,作为控制保护和测量系统所需要的信号。光耦合器在A / D转换与D / A转换之间,使输入 ( A / D输出) 和输出( D/A输入) 两端实现绝缘和隔离,无反馈作用,信号只能从输入单向传输到输出,具有抗扰能力强、响应速度快、工作稳定可靠等优点[8]。另外,分压器输出电压作为直流放大器输入信号,经过放大后取得与输入信号电压成比例的输出电压信号。可以认为整个电路建立了一个电子光耦合隔离放大器。
一般来说,现在使用的直接AD转换器( ADC)技术已经比较成熟和完善,转换精度不受系统谐波分量变化及频 率波动的 影响,采样方法 相对可靠[9]。
一般DAC均有“保持”输出,这就意味着当接收新的数字采样时,DAC输出会立即变为相应的新值并保持不变,直到下一个采样到来为止。这会导致阶梯型的输出并引起非平坦的频率响应,即响应下降问题。此外,作为DAC输入信号的ADC输出信号是有限数目的样本,信号的样本越少响应下降问题越严重。可以同时采用数字滤波器和模拟滤波器来减少这个影响[10]。
典型光耦合器输入部分是砷化镓红外发光二极管( LED) ,输出部分是硅光电三极管( OPT) ,如图5所示。光耦合器的参数可分为输入参数、输出参数和传输参数。其中,传输参数为电流传输比CTR,指在直流工作状态下,光耦合器的输出电流IC与输入电流IF之比值,即:
光耦合器的频率特性由最高工作频率f0表征,它受发光二极管的频率响应、光电三极管的入射光信号的响应速度、LED与OPT之间的寄生电容等因素的影响。光电耦合器输出电流与输入电流交流传输比为[11]:
f0可由测试光电耦合器对脉冲信号的响应时间获得,其公式为:
式中,tr为脉冲信号响应的上升时间。
从式( 12) 可以看出,tr越小f0越大。在实际应用中,通过选择适合放大器( 集合光耦合) 电路元件的参数可得到较宽的频带[11]。
4 DCVT 频响与影响因素的分析
由第3节可知,对于互感器频率特性的影响,阻容式分压器占主导地位,在一定条件下电阻或电容起决定作用。每个电阻自身都存在杂散电容和杂散电感,这种非线性特征会使电阻在一定的频率下出现谐振现象。但电阻并联电容时,电阻的纵向杂散电容比并联电容小很多,可以忽略不计,只考虑对地杂散电容。另一方面,分压器在运行过程中往往会产生参数偏差,影响到测量精度。下面分析该参数偏差如何影响测量精度。
4. 1 电阻杂散电感的影响
考虑到杂散电感的影响,电阻并联电容的结构变成了电阻先串联杂散电感然后再并联电容。这样结构的有效串联阻抗如下:
可以看出,当ω << ωr,阻抗Z显示电容性。在比ωr更高的频段,电感L很小,可以忽略不计。
4. 2 分压器的对地杂散电容的影响
分压器的各电阻元件都会有对地杂散电容和纵向杂散电容[12],其中纵向杂散电容比并联电阻的电容小很多,可忽略不计。假定分压器电阻和对地杂散电容是沿分压器均匀分布的,分压器的等值电路采用分布电路的模型,如图6所示。
图6中,分压器的总长度为l,低压臂离接地点距离为x,总电阻为R = R0l( R = R1+ R2) ,对地杂散总电容Ce= Ce0l,并联电阻的总电容为C =C0/ l( C = C1+ C2) ; 它们对应的单位长度上的数值为R0、Ce0、C0。R1、R2、C1、C2分别为高压臂和低压臂的电阻和电容。
根据加在高压端的电压U1得出在x( x /l =R2/ R) 处的电压为:
式中
由式( 14) 和式( 15) 可见,如果总电阻和总并联电阻的电容已知,当频率ω、对地杂散电容增加时,分压器的分压比误差将增大。
仿真结果如图7所示。可以看出,Ce越大对频率特性的影响越明显。为了克服Ce的影响可选择适合的并联电容,并联电容选得越大,对Ce的控制效果越好。实际上,低压臂并联电容C2比高压臂并联电容C1大得多,所以调整C2将会有较明显的效果。
4. 3 影响测量误差的因素分析
分压器的测量误差问题主要由系统频率偏差、电阻值偏差和电容值偏差引起。电阻和电容并非恒定值,而是受很多因素影响,它们在生产过程中产生的误差值将会引入测量误差。电阻值的偏差和电容值的偏差表示如下:
式中,R0和C0是电阻和电容额定值; ΔR和ΔC是电阻和电容的偏差度( % ) 。
另外,在实际运行过程中,电阻值和电容值随环境温度的变化 而改变,从而影响 互感器的 稳定性[13]。环境温度对电阻和电容的影响表示为:
式中,αr和αc分别为电 阻和电容 的温度系 数( ppm/℃) ; Δt为环境温度变化( ℃) 。
分压器的高压臂电阻( R1) 、低压臂电阻( R2) 应该选取具有 较高精度 和较小温 度系数的 电阻[8,14,15]。在测量直流电压时,分压器由电阻部分起决定作用。如能使R1和R2的温度系数或者精度近似相等,则分压比误差可减小甚至抵消。分压器在高频段由电容起决定作用,电容值取决于温度和精度。从式( 16) ~ 式( 19) 可见电阻、电容的偏差值和温度对测量误差影响的机理相同,所以下面的分析中将参数值误差通过温度偏差值进行分析。另一方面,通常电力系统在运行过程中的频率最大变化范围为Δω = ±1% ,频率的变化也将引起电容值的偏差,带来测量误差。
在恒定的温度和稳定的频率条件下,分压器的分压比为:
式中,δr1( 2)= 1 + ΔR1( 2)/100, δc1( 2)= 1 +ΔC1( 2)/100; 下标1、2分别代表高压臂和低压臂的相应参数。
考虑频率偏差( Δω) 时,分压器的分压比为:
式中,ω0为额定频率; δω= 1 + Δω /100。
使用Monte Carlo分析法分 析式 ( 20 ) 和式( 21) ,电阻的精度为±1% ,电容的精度为±5% ,频率偏差为±1% ,仿真结果如图8所示。
从图8( a) 可以看出,在低频段分压器的分压比由电阻部分主导,电容的影响很小,这使得分压比误差在±2% 范围内。如果电阻精度达到±0. 1% ,将使测量误差在±0. 2% 范围内,但如果频率偏离额定值将会使误差超过此范围,如图8( b) 所示。在高频段,电容的影响越来越明显,但不会超过电容精度的两倍,如图8( c) 所示。总之,可以通过选取精密的电阻和电容来减少分压器的电压测量误差,增大互感器的测量准确度。
4. 4 实验结果与分析
阻容分压器的实验电路如图9所示。图中,R1和R2分别为高、低压臂电阻,C1和C2分别为高、低压臂电容,RL为同轴电缆末端的匹配电阻。在实验室的条件下,使用单相变频电源产生0. 1Hz ~ 10k Hz的10V正弦电压信号作为输入。输出电压通过示波器测量,结果如图10和图11所示。
由图10和图11可知,分压器的频率响应良好,频宽达到10k Hz,电压幅值误差在±0. 2% 范围之内。综上所述,阻容分压器可用于谐波测量。
5 结论
本文介绍了阻容分压式直流电压互感器的结构,分析了它的运行原理。理论上,影响阻容分压式直流电压互感器频率响应的因素以阻容分压器为主。在一定条件下,其他部分几乎没有影响。通过实验证明,阻容分压器的频率响应良好、带宽大,适合用于高精确度的谐波电压测量。另外,针对分压器,进行了影响频率特性的参数的理论分析与仿真,分析了分压器元器件参数不理想时对测量误差的影响。结果指出,杂散电感几乎没有影响,而对地杂散电容的影响比较明显,杂散电容越大,对频率特性的影响越明显。选择适合的并联电容是减少对地杂散电容影响的方法之一。使用高精度的电阻和电容将会降低测量误差,提高分压器的精确度。
直流过电压 篇2
3～10kV 直流1mA参考电压≮2.4倍的系统额定电压。
35kV 直流1mA参考电压≮2.09倍的系统额定电压
避雷器直流1mA参考电压的理论根据是：在系统发生单相弧光接地时避雷器不动作，单相弧光接地最大过电压是相电压的3.5倍，即
3.5×相电压=3.5×（系统额定电压/√3）= 2.02×系统额定电压
直流过电压 篇3
关键词：故障电流；AC故障；直流故障；负载改变；高压输电；VSC-HVDC；上升时间；GTO；电压源换流器；PSCAD
引言
高压直流（HYDC）输电是大部分电力传输未来的发展趋势。输电损耗和资本投资在超过一定距离的时候，将高于交流输电系统。高压直流输电系统对环境造成的影响与HVAC系统相比更低。在直流输电系统中，集成可再生能源将更广泛的应用于电网中。
1 直流电网保护
由于缺乏确定的理解和定于标准，目前的直流电网保护方案仍不成熟。因此，在目前的直流输电网络中只限于点对点连接。
正弦电压目前在交流与直流中的单向性的固有差异，建议这两个系统的保护装置都应该以不同的方式运行。现有的交流断路器都便捷的设计中断故障电流为零交叉，但这是不存在的直流系统。
2 直流模型
二端的HVDC的典型网络拓扑系，统一般情况下，模拟模型包括以下几部分：
2.1无源滤波器
每个电源都是伴随滤波器为了消除造成因为开关动作导致的不必要的滤波。脉冲宽度调整（PWM）技术产生一个非常高阶的谐波，因此简化了滤波器的设计。
变压器：接地的星形一三角形变压器加强适用于电压等级所需转换器。在星形中性点接地连接能够支持零序的环电流在初级绕组，从而防止进入当前系统。
2.2变换器/逆变器
有违常规的晶闸管只可打开但不可关闭，封闭可关断晶闸管（GTO）有更自由的控制。
2.3直流电容器
与具有最小波纹的恒定直流电压差不多，在直流电容器换流站可消除这种波动，导致平滑的直流电压。电容器的尺寸不应太大，只是为了确保当系统被干扰而中断时的稳定。
2.4换向器
换向器是指过程关断晶闸管。整流逆变是自然或强制来完成环流的。在自然换向中，换向器无需其他任何外部装置即可实现。它不能用于直流系统，因为其单向品质而强制换向通过外部回路实现。这有助于减少传输电流，使其低于正常维持电流。
3 控制策略
该模型的控制策略，采用脉宽调制（PWM）技术，通过与频率为30f的三角波的参考波形比较产生发射信号。这种技术负责控制两个独立参数：调制指数和相移。整流器和逆变器给予不同的控制模式。
4 故障模拟
我们评估了VSC-HVDC的动态特性在不同运行条件下的系统。因此，各种交流故障是在发送和接收端注入电力系统，并进行故障分析。为了确定交流系统的各种故障特征，模拟结果在PSCAD的帮助下进行。
4.1单相接地故障
单相接地故障是在改变电压的电力系统中常见的故障类型（约80%）并同时在当前场景中的发送端和接收端结束。这种故障是由用户电压波动引起的。它是观察到明显的单相接地故障发送在次级传输系统的一侧。单相接地故障发生在2.1s持续0.05s，当单相接地故障时，相电压和电流变为零。
4.2两相接地故障
系统两相接地故障使其相电压相等，而且提供严重不平衡的电压和电流给系统。在这个测试中，该故障是在变压器的次级侧注入。两相电压在发送端失真，影响了在直流输电侧变流器的输出。从电压恢复能力来看，直流输电线具有有效缓解电压骤降的优势。不同于单相接地，两相接地故障一旦故障清除之后，会出现电压骤升持续0.05s的清除，且系统在2.5s趋于平衡。逆变电压逐步降低至小于0.2p.u.。同样的故障分析是在接收端侧，其中所述故障是在变压器后注入。
4.3三相接地故障
三相接地故障是相比于其他两种故障最严重的。当发送三相接地故障时，三相电压为0。由于电容器的充放电，输出直流电压并不为零。在单相接地故障时，接收端电压所受影响不大。而三相接地故障中，接收端电压降低得很彻底。在系统的瞬时状态一直持续到2.45s之后，系统会变得平衡。
5 论述
在故障情况下，我们观察交流发送端和直流线路的电流与电压波形。直流电流的导数可以让我们看到在故障发生时电流如何快速的上升。对直流电流进行时间常数的求导，结果列于表1。
以下内容是引用的仿真结果：
保护方案并不在本文的讨论中，主要关注的是理解不同的故障特征。这反过来将有助于在今后的工作中发展一个强大的和量化的保护逻辑。
当交流故障时，直流电压突然下降到危险水平。这是由于附近的直流电容器在那个瞬间的反作用。直流电容器放电导致的电压下降，显然是直流电路的问题。为了保持同样的功率，随着电流的增加，应降低电压。这种效果显然在模拟结果内。
交流故障影响的大小取决于直流电容器的大小。直流电容器可以消除稳态运行时的直流纹波。在发生故障的高压直流输电系统中，直流电容器是产生最严重影响的因素。直流电容器在本文中介绍直流线路的积极影响中提及较多。
交流和直流部分之间的相互作用可以延伸到观察直流故障的影响。
6 结论
直流过电压 篇4
1) 进行直流系统过电压保护需要布置避雷器。直流输电工程过电压有两种情况, 一是暂态过电压, 二是雷电过电压。这两种情况都需要利用避雷器来进行保护工作。避雷器在绝缘配合中以及在工程造价中都具有很重要的作用。在进行避雷器保护方案的选择时需要注意几个原则。一是如果过电压发生在交流侧时, 需要利用交流侧的避雷器来进行保护。二是过电压发生在直流侧时, 需要利用多个类型的避雷器来进行保护, 比如线路避雷器和母线避雷器等。三是对于关键的设备比如阀门和波滤器等进行保护时需要利用与之紧密连接的避雷器。
2) 进行直流系统过电压保护需要确定避雷器的参数。在避雷器的使用过程中其会承受各种电压的应力, 比如长期工作电压以及瞬时过电压。因此在确定避雷器的参数时, 需要注意几个方面的问题。首先, 要保证避雷器的性能, 即使其在长期工作电压下出现了老化情况也不会损坏其电气的性能。针对这一点, 需要对避雷器的电压值和波形进行计算, 确定出避雷器的最小长期运行电压值。其次, 在选取避雷器的保护水平时, 因为绝缘配合的原因, 需要注意保护水平要低。同时要避免出现避雷器保护水平过低的情况, 否则会使避雷器吸收过大的能量, 从而增加其数量或者体积, 这就给避雷器的制造工作带来了阻碍, 成本也要高出正常水平许多。因此要采用电磁暂态计算的办法来确定能量吸收的水平, 保证避雷器暂态过电压以及雷电过电压的水平处于较低的状态。
3) 进行直流系统过电压保护需要对暂态过电压进行保护。和交流系统不同, 直流系统的暂态过电压有另外的成因和过程。因此, 直流系统出现过电压情况时, 它的波形和幅值和交流系统有很大的区别, 其波形的长度要更大, 达到了数十甚至上百毫秒的程度。另外, 直流系统上述两方面的影响因素也很多, 除了操作故障而引起之外, 避雷器的保护水平以及直流的控制保护也会影响到其波形和幅值。这就决定了在不同的工程中, 会出现不同形式的暂态过电压。
4) 进行直流系统过电压保护需要对换流站采取雷电过电压保护的措施。直流输电工程的换流站出现雷电过电压的情况是由雷电侵入波侵入到输电线路造成的。在交流侧设备上, 雷电过电压通过交流输电线路而传入, 而对于直流侧设备, 雷电过电压是通过直流输电线路以及接地极而传入。首先, 对交流侧的雷电过电压进行说明。雷电侵入波的幅值受到两个因素的影响, 一是交流输电线路的绝缘水平, 二是雷击的位置。在对交流侧设备的雷电过电压进行限制时是通过三种避雷器进行限制的, 一是入口避雷器, 二是交流母线避雷器, 三是换流变压器端避雷器。在这种情况中, 雷电侵入波一般比较陡, 所以距离效应起到很重要的作用, 安装避雷器的位置需要掌握好, 可以通过计算来进行确定。其次, 对直流侧的雷电过电压进行说明。直流输电线路的雷电侵入波受到直流极线避雷器的限制。当雷电过电压传递到各直流设备时, 相应位置上的避雷器会进行限制。换流变压器以及平波电抗器具有屏蔽作用, 所以在设计换流变阀侧时不需要考虑雷电过电压的保护。另外, 接地极线路的雷电侵入波受到几个装置的限制, 一是中性母线避雷器的限制, 二是冲击吸收电容器的限制。使用冲击吸收电容器能够有效的抑制雷电冲击产生的陡冲击波。
2 在直流输电工程中进行绝缘配合的方法
1) 在直流输电工程中绝缘配合需要注意其一般的原则。绝缘配合最终目标是确定电气设备的绝缘水平。它有两个依据, 一是系统设备的过电压水平, 二是相应避雷器的保护水平。一般采用惯用法来进行直流换流站的绝缘配合。这一方法是在雷电冲击绝缘水平与操作冲击绝缘水平这两者之间存留一定比例的裕度。
2) 进行绝缘配合需要对设备的绝缘水平进行选取。首先, 要对雷电冲击绝缘水平进行选择。雷电过电压影响直流换流站的区域有三个, 一是在换流站的交流侧, 过电压从交流线路的入口进入到换流变压器。二是在换流区段, 过电压从换流变压器进入, 然后直到直流平波电抗器。三是在换流站的直流开关场区段, 雷电过电压从直流线路的入口进入, 然后到直流平波电抗器。在换流站中一般安装有交流滤波器组以及电容器组, 所以会对雷电过电压具有一定程度上的阻尼作用, 这就保证了换流站的交流设备所受到的雷电过电压比一般的交流变电站要低。因此, 在进行设备的绝缘水平选取的时候可以按常规的方式来选取。其次, 要对操作冲击绝缘水平进行选择。换流站中避雷器的操作冲击保护水平限制着各个设备的操作过电压。从数据上来分析, 在2k A雷电流下, 直流母线避雷器的雷电冲击保护水平一般在1398k V左右。将绝缘配合的裕度设为1.15, 那么操作冲击绝缘水平就是1608k V左右。再按照标准电压等级来考虑, 那么直流母线设备需要选择1675k V左右的操作冲击绝缘水平。
3 针对直流输电线路的防雷措施
当出现对地闪雷时, 大部分情况下其雷电流的极性基本是负极性, 所以可以明确在直流输电线路中, 正电压的正极幅值更高, 相比负极更加容易出现闪络。从我国进行±500k V直流输电工程建设的情况来看, 这一点是比较准确的, 由此可以得出正极雷击闪络相比负极更容易出现故障。如果工程建设采用的是具有更高电压的±800k V输电线路, 更加需要注意雷电的防护。因此±800k V输电线路不仅绝缘子串的长度更大, 而且其杆塔也更高, 雷电影响避雷线屏蔽作用的程度也更高。因此需要从成本的角度来确定杆塔上避雷线的保护角, 并且要保证其合理性。有时输电工程建设时会出现雷击塔顶的情况, 此时正极通常会先行闪络, 负极一般不会出现闪络。
4 小结
输电工程在运行时需要采取必要的措施进行过电压保护, 同时需要相应的绝缘配合。进行直流系统过电压保护首先需要布置避雷器, 然后需要对暂态过电压进行保护, 并且对换流站要采取雷电过电压保护的措施。进行绝缘配合需要对设备的绝缘水平进行选取。直流输电线路需要做好防雷措施, 确定好杆塔上避雷线的保护角。
参考文献
[1]周浩, 王东举.±1000k V特高压直流换流站过电压保护和绝缘配合[J].电网技术, 2012.
直流过电压 篇5
随着国民经济的增长, 我国的用电水平不断提高, 而我国能源基地和用电负荷呈现逆向分布的特点, 这决定了发展长距离大容量电力传输技术是应对这一问题的根本途径。相对于交流输电线路, 直流输电减少了线路损耗和输电走廊, 是一种更为经济高效的输电方式[1,2,3,4,5]。南方电网公司已经累计建成了云广直流、天广直流、贵广Ⅰ回直流、贵广Ⅱ回直流等高压直流输电系统, 有效解决了区域电力供应不足的特点[6]。
高压直流输电线路由于输送容量巨大, 一旦线路跳闸, 对系统的稳定运行影响极大。根据统计, 输电线路雷击跳闸在总的跳闸率或者闪络率中所占的比率随着标称电压的提高而增加, 对于超高压输电线路已经达到20%~35%, 在500 k V及以下的输电线路, 雷击同样也是造成停电事故的主要原因之一, 电力系统的雷害事故占总事故的50%左右[7,8]。
为了准确分析线路的耐雷水平和雷击跳闸的特点, 针对性地加强线路的防雷保护措施, 需要对高压直流输电线路的雷电过电压特性进行深入研究[9,10,11]。目前对输电线路的耐雷水平和雷击跳闸率的计算方法主要有规程法 (《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合》 (DL/T620-1997) 介绍的计算防范, 简称“规程法”) [12]、行波法、蒙特卡洛法[13]、故障树法、EMTP法等。其中应用较为广泛的是规程法, 但是这一方法具有一定的局限性, 首先, 它不考虑杆塔本身的波阻抗而将杆塔等效为电感;其次, 它未计及横担的影响;此外, 它计算时采用的闪络判据是50%放电电压法, 只适合用于220 k V及以下输电线路雷电过电压计算, 在500 k V及以上高压线路计算时存在较大的不足, 而直流输电线路的电压等级;最后, 它没有考虑线路工作电压的影响。因此, 规程法无法满足高压直流输电线路的工程要求。
本文提出了一种基于EMTP[14,15]的高压直流输电线路雷电过电压研究方法, 对线路、雷电流、杆塔和闪络判据等建立模型, 采用杆塔多波阻抗波形以及伏秒曲线闪络判据及先导判据, 对雷击时的绝缘子串两端电压的变化进行仿真研究, 考察线路闪络情况, 实现对高压直流线路反击和绕击状况下雷电过电压的准确计算和研究。
1 直流输电线路雷电过电压仿真模型
利用ATP/EMTP软件, 建立了如图1所示的直流输电线路雷电过电压仿真模型。输电线路电压等级为±500 k V, 线路采用了J.Marti模型, 杆塔不再视为一个单纯的电感元件, 而被认为是一个波阻抗。整个仿真模型的建立需要重点考虑雷电流波形、雷电通道波阻抗、杆塔波阻抗模型、杆塔接地电阻的参数设计, 下面分别予以讨论。
1.1 雷电流波形
雷电流波形对防雷设计的影响很大, 根据伯格和意大利的测量数据, 可以推导出雷电流幅值和波头时间的联合概率密度, 即雷电流幅值和最小波头时间的相关关系 (雷电流波头时间小于最小波头时间的概率为2%) 。
根据现场运行以及以往理论分析计算的经验, 采用双指数波形计算的耐雷水平比较符合实际情况。本文选取2.6/50μs的双指数波作为雷电注入波进行计算。
1.2 雷电通道波阻抗
雷电通道的波阻抗Z0在300~3 000Ω之间, 雷电流小于5 k A时为数千欧姆;雷电流在5~30 k A时为600~900Ω;在大电流 (30~200 k A) 时为300~600Ω。本文中雷电通道波阻抗在反击下取300Ω, 绕击情况下取600Ω。
1.3 杆塔波阻抗
传输线路的杆塔模拟通常有两种模型:一种是采用集中电感参数进行模拟;另一种是根据杆塔结构, 把杆塔视作均匀参数, 用一个波阻抗模拟, 后一种情况适用于杆塔较高的情况。但是实际中波沿杆塔传播时, 不同高度的杆塔部分的单位长度电感L0和单位长度电容C0是不同的, 沿杆塔分布的波阻抗是变化的, 即不同位置杆塔的波阻抗是不同的。
本文采用了多波阻抗模型来对杆塔进行建模, 塔身具有三个坡度, 上部为直线段, 中部和下部具有不同的坡度, 塔身按照三个波阻抗分段建模, 横担按照结构自然地分为两段进行建模。塔身的仿真模型如图2所示, 其中, ZTK表示塔身主材的波阻抗, ZLK表示塔身斜材的波阻抗, ZA和ZB为横担的波阻抗。模型计及了杆塔参数随高度的变化, 又包含了波在杆塔上的传播特性, 所以准确度有很大的提高。
塔身主材的计算公式如下。
其中, ZTK表示塔身对应段主材的波阻抗, hk表示塔身对应段顶端至地面的高度, rek为塔身对应段的等效直径, k取值为1~4。
rek可以由公式 (2) 和公式 (3) 计算得出。
其中, rTK为塔身对应段主材上端部的半径, rT4表示塔身最下段的主材上端部的半径, rBK为塔身对应段的主材按照径向尺寸线性延伸至地面时的下端部半径, rB为塔身最下端的主材下端部的半径, RTK为塔身对应段的上端部塔身的宽度, RT4位塔身最下段的上端部塔身宽度, RBK为塔身对应段按照塔身宽度尺寸线性延伸至地面时的塔身宽度, RB4为杆塔实际宽度。
塔身斜材的等效波阻抗为:
铁塔横担的波阻抗可以采用公式 (5) 和公式 (6) 计算。
其中, h2表示横担的高度, rA和rB为横担对应段的等效半径, 可以按照公式 (7) 和公式 (8) 计算。
其中, r1、r2、r3为横担对应段端部的宽度, 如图3所示。
综上所述, 可以得到塔身和横担的波阻抗如表1所示, 可以看出, 塔身上端的波阻抗较下端波阻抗大, 横担的波阻抗大于塔身波阻抗, 这对于雷电过电压计算的准确性起到了非常关键的作用。
1.4 杆塔接地电阻
本文仿真模型接地电阻采用7Ω, 不考虑雷电冲击系数。这基于两点考虑, 一方面杆塔呼高采用45 m, 接地负反馈对横担的影响较小, 另一方面, 线路绝缘闪络在接地装置附近由雷电流形成火花之前, 防雷计算中不能引入冲击系数, 即仿真模型不采用冲击接地电阻。
2 反击耐雷特性
2.1 雷电流及雷电压分布
利用直流输电线路雷电过电压仿真模型, 可以对雷电反击庄况下雷电流和雷电压的分布进行仿真计算。
雷电流分布仿真结果如图4所示, 由仿真结果可见雷击塔顶时雷电流在铁塔上呈现对称分布, 塔身电流占据了绝大多数;当雷击正极侧避雷线时, 由于雷电流在雷击横担上的衰减, 塔身雷电流有所降低, 但塔身电流仍然远大于其他几项电流;雷击负极侧避雷线时, 雷电流分布于雷击正极侧避雷线电流分布无明显区别, 本文不再列出。
塔身各处电位的仿真结果如图5所示。雷击塔顶时, 塔身各处电位亦呈对称分布, 雷击正极性避雷线和雷击负极性避雷线的仿真结果并无明显区别, 本文只勒出雷击正极性避雷线的仿真结果。由于横担中间至横担边侧几乎无雷电流流过, 故横担中间与横担边侧的雷电位基本相等, 这一点在雷击塔顶和雷击避雷线时是一致的。由图5可以看出, 雷击避雷线时, 雷击侧横担的电位骤然抬升, 较塔顶电位高出50%。由于绝缘子串的一端挂于横担外侧, 一端挂于横担内侧靠近塔顶处, 从图5中可以看出150k A雷电流时绝缘子串将要耐受1MV的电压, 故雷击时对外侧绝缘子串的绝缘强度应予以重视。
雷击塔顶和正负极避雷线时, 正负极的绝缘子串两端电压变化情况如图6所示。雷击塔顶时, 正负极绝缘子串两端压差变化基本相等, 但是由于运行电压的缘故, 正极绝缘子较负极绝缘子高出2倍的运行电压, 故正极绝缘子较易闪络;雷击正极侧避雷线时, 正负极绝缘子两端压差变化规律和雷击塔顶时基本相同, 但随着雷电流的变大, 正极空气间隙的电压差骤然陡升, 远远大于该侧绝缘子两端压差, 造成正极间隙抢先闪络;雷击负极侧避雷线时, 正负极绝缘子两端压差变化规律和前两种情况大致相同, 雷电流较小时, 负极性绝缘子两端压差小于正极绝缘子, 随着雷电流的增大, 负极侧空气间隙两端压差骤然陡升, 将会超出正极侧空气间隙两端的电压差, 从而抢先闪络。
2.2 反击耐雷水平和雷击闪络率
反击耐雷水平和雷击闪络率可以采用规程法中所给跳闸率的计算公式得出[12]。击杆率取1/6, 平均档距取500 m, 地线横担宽度取17 m, 地线平均高度取43.8 m, 年均雷暴日取40天。反击耐雷水平和雷击闪络率计算结果如表2所示。
雷击杆塔的不同位置的耐雷水平的差异较大。由于线路的运行电压水平较高, 在雷击时已经不可忽略, 雷击正极侧避雷线时, 横担和塔身的电位陡然下降, 运行电压更是加剧了正极绝缘子两端的电压差, 使其耐雷水平较雷击负极侧避雷线时低了很多。雷击负极侧避雷线时, 运行电压抵消了一部分负极绝缘子两端的电压差, 耐雷水平较高。
雷击塔顶时, 闪络前, 塔顶电位陡然下降且左右横担电位呈对称分布, 但运行电压加剧了正极绝缘子串两端的电压差, 进而闪络在正极空气间隙发生。由结果可见, 线路的耐雷水平非常高。耐雷水平的增大使得雷电流概率下降较大, 从而雷电反击跳闸率非常低, 仅为0.0158次/100 km*年*40雷电日 (雷击正极侧避雷线的情况) 。
2.3 接地电阻的影响
接地电阻和线路耐雷水平的关系如表3所示。
由表中结果可知, 每降低1Ω的接地电阻, 线路的反击耐雷水平提高比例十分有限, 并且通过反击造成闪络的雷电流幅值非常高, 此幅值范围的雷电流概率非常之小, 这是由于超高压线路的铁塔全高较高, 降低杆塔接地电阻对反击耐雷水平的影响有限。因此, 通过进一步降低接地电阻来提高线路雷击避雷线时的耐雷水平是不合适的。但是保持接地电阻在7Ω左右还是有必要的。
3 绕击耐雷特性
3.1 雷电压分布
依然采用前述的仿真模型, 进行绕击情况下雷电压分布的仿真, 仿真结果如图7所示。可以看出, 塔头发生绕击时, 正负极绝缘子两端电压变化规律一致, 非雷击极绝缘子两端电压变化较雷击极绝缘子小得多, 无论绕击正极还是负极, 绕击极都会抢先闪络。
(1) 绕击正极时外侧绝缘子串和塔身空气间隙两端电压 (雷电流31 k A) ;
(2) 绕击负极时外侧绝缘子串和塔身空气间隙两端电压 (雷电流23 k A) 。
3.2 绕击耐雷水平和雷击闪络率
高压输电线路绕击跳闸率或闪络率的计算方法主要有规程法、电气几何模型法 (EGM) [16]、改进电气几何模型法、先导模型法、概率模型法等。规程法仅适合于保护角在15°~40°以及杆塔高度小于50 m的情况, 高压直流线路的绕击跳闸率利用EGM法计算更为合理。
绕击耐雷水平可以采用仿真模型进行计算, 绕击闪络率则可以用EGM法计算。计算结果如表4所示。由于线路杆塔的保护角较小, 通常为-10°, 且线路耐雷水平较低, 所以线路总绕击跳闸率较低。在地面略为起伏的地区, 如地面坡度为15°, 线路的绕击跳闸率依然为0;地面坡度达到30°时, 线路跳闸率迅速增加。
雷电绕击正极和雷电绕击负极的耐雷水平和闪络率差别较大。雷电绕击正极的耐雷水平约是绕击负极耐雷水平的1.35倍, 地面倾角30°时雷电绕击正极的闪络率仅是绕击负极闪络率的35.2%。这是因为计算中取负极性雷, 而自然界中负极性雷电的比例约占总雷电的90%左右, 由于线路本身的运行电压非常高, 其对雷击的影响已不可忽略, 当负极性雷绕击正极导线时, 由于雷电和导线的电压极性相反, 因此提高了导线的绕击耐雷水平。实际运行时, 与负极相比, 正极对雷电有更强的吸引能力, 这对于线路的耐雷水平来说是有利的。
对于雷电档中绕击正负极的情况, 由于线路波阻抗的缘故, 雷电波传到杆塔处略有减弱, 使绝缘子两端的电压差略有下降, 提高了线路的耐雷水平。仿真过程中发现, 档中绕击比塔头绕击的耐雷水平大约2~4 k A。由于线路弧垂的缘故, 在档中处, 地面对导线的屏蔽较塔头处更为有利。
4 结论
本文利用EMTP软件建立了高压直流输电线路的雷电过电压仿真模型, 建立了杆塔的多波阻抗模型, 分别利用规程法和EGM法对直流线路的反击特性和绕击特性进行了研究, 研究结果表明高压直流输电线路在雷电反击情况下, 耐雷水平达到了242 k A, 闪络发生在塔身的空气间隙, 总雷击闪络率为0.015 8次/100km*年*40雷电日, 降低接地电阻对于反击耐雷水平的提升并不明显, 进一步降低接地电阻来提升线路雷击避雷线时的耐雷水平是不合适的。
高压直流输电线路在雷电绕击情况下, 耐雷水平到达了23 k A, 闪络同样多发生在塔身的空气间隙处, 在地面坡度较小时绕击闪络率为0, 坡度为30°时绕击闪络率达到了0.054次/100 km*年*80雷电日。
仿真模型的建立有助于理论分析线路耐雷水平和雷击跳闸的特点以及针对性地加强线路的防雷保护措施。基于以上结论, 本文提出以下建议: (1) 在线路立塔时, 应当尽量避免在坡度较大处立塔, 以减少绕击事故的概率; (2) 为了提高线路耐雷水平而进一步降低接地电阻并不合适, 保证接地电阻在7Ω左右较为合适。
直流过电压 篇6
关键词：直流输电,过电压保护,绝缘配合
引言
直流输电换流站过电压保护与绝缘配合的目的是为了寻求一种避雷器设置和参数选择方案, 保证换流站所有设备在正常运行中故障期间以及故障后的安全, 并且使用全系统的费用最省。根据国家相关规定, 在当前的直流输电工程项目中, 各种输电形式不断应用, 因此在输电中需要进行深入细致的研究。不管是对直流数段工程还是交流输电工程, 都应当结合实际情况综合分析过电压产生原因, 并对故障形成方式分析, 提出合理有效的操作方法, 这对绝缘保护措施的选择起着决定性作用。
1 过电压保护
输电系统中过电压的保护经历了保护间隙、碳化硅有间隙和金属氧化物无间隙避雷器三个发展阶段。在应用的过程中早起的直流输电工程中大多都是采用保护间隙作为主要的过电压保护装置, 它的结构简单, 价格低廉, 坚固耐用, 通流能力大等优势成为应用的主要措施, 但是其在应用的过程中没有自动灭弧能力, 而且放电电压不稳定。因此在直流输送系统中有着完善的控制调节系统, 在保护间隙之后能够自动降低电压。直流避雷器的运行条件和原理与交流避雷器有着很大差异, 其主要是交流避雷器可以利用直流自然过零的时机来切换许留, 二至六避雷器没有电流过零点可以利用, 因此灭弧困难。碳化硅避雷器虽然比起火花间隙的保护特性有了很大的提高, 但是由于其保护特性不理想, 不能够有效的降低残压, 即是通过配合电流下的残压与避雷器额定电压的比值高。为了降低设备绝缘水平, 必须降低避雷器额定值, 因此为了保证避雷器本身安全必须串联间隙, 因此仍然带来了不确定性。
2 直流系统过电压保护
2.1 避雷器布置
对于当前的直流数段工程, 在应用的过程中不论是暂时的过电压还是雷电过电压, 都需要通过技术氧化避雷器进行限制。所以, 在一般情况之下对直流输电工程的绝缘配合有着决定性作用, 同时是工程造价成本探析的主要方式。选择避雷器保护方案的基本原则: (1) 在电压产生中的原因和过电压的大小, 应当尽量避免由于避雷器限制问题所带来的影响因素和要求。 (2) 在直流侧产生的过电压。应当采用直流线路避雷器、直流母线避雷器等, 并且对直流和交流过电压要进行限制。 (3) 关键的设备应由与该设备紧靠相连的避雷器保护, 如阀、交流和直流滤波器设备等。
2.2 避雷器参数的确定
M0A在运行使用过程中要承受各种电压的应力, 有长期工作电压和各种瞬时过电压在确定M0A性能参数时, 首先应能保证M0A在长期工作电压下的老化性能不会引起其电气性能的裂坏或自身的损坏所以, 应首先计算该工程在各种运行工况下安装M0A各点的长期各种电压值和波形, 以确定M0A最小长期运行电压值对于M0A保护水平的选取, 从绝缘配合的角度, 当然是M0A保护水平越低越好但M0A保护水平取得过低, 会使其吸收的能量过大, 即需要的M0A数量或体积非常大, 这势必给M0A制造带来困难, 也增大M0A制造成本所以, M0A保护水平和吸收能量一般是通过细致的电磁暂态计算确定, 使设备上的暂态过电压水平和雷电过电压水平尽可能低, 同时控制M0A的造价。通过计算, 可初步确定向家坝换流站和南汇换流站交、直流母线M0A的额定参数。
2.3 暂态过电压保护
直流系统暂态过电压的产生机制, 即电磁暂态过程。与交流系统有所不同所以, 其过电压的波形 (持续时间) 和幅值与交流系统是不同的, 其持续时间可长达数十至上百毫秒此外, 影响直流系统暂态过电压幅值和持续时间的因素除操作故障种类外, 还与避雷器的保护水平、直流控制保护等因素有关不同工程的暂态过电压也会因此而略有不同计算研究结果表明, 逆变侧交流最后一台断路器跳闸 (甩负荷) 操作, 在换流站交、直流设备上产生的操作过电压值较高并且, 导致换流站交直流侧过电压幅值、持续时间和避雷器能耗的大小与直流保护方式、动作时间及保护方式的配合均有关可采用逆变侧投入旁通对后整流侧移相闭锁或切除全部交流滤波器后直流闭锁的保护方式, 或同时采用这2种措施限制
3 换流站电气设备的绝缘配合
3.1 绝缘配合原则
绝缘配合是根据系统设备上可能出现的过电压水平, 同时考虑相应避雷器的保护水平来选择确定电气设备的绝缘水平直流换流站绝缘配合的一般方法与交流系统绝缘配合的方法相同, 采用惯用法进行绝缘配合惯用法是在电气设备上可能出现的最大过电压与惯用的雷电或操作冲击耐受电压之间应留有一定的裕度, 即与惯用的基本雷电冲击绝缘水平 (BIL) 和基本操作冲击绝缘水平之间留有一定的电压度。
3.2 设备绝缘水平的选取
高压直流换流站对于雷电过电压可分为三个区域: (1) 换流站交流侧, 从交流线路入口到换流变压器的网侧端子; (2) 换流区段, 从换流变压器的阀侧端子到直流平波电抗器的站侧端子之间: (3) 换流站直流开关场区段, 从直流线路入口到直流平波电抗器的线路端换流站交流母线产生的雷电过电压的原因与常规的交流变电站相同由于换流站安装有多组交流滤波器和电容器组, 它们对雷电过电压有一定的阻尼作用, 使得换流站交流设备上的雷电过电压不比常规的交流变电站严重所以换流站交流设备的绝缘配合和设备的雷电冲击绝缘水平可按常规的交流变电站设备选取, 即交流母线和变压器电网侧的雷电冲击绝缘水平可按1550k V选取换流区段的设备, 由于有换流变压器和平波电抗器的屏蔽作用, 来自交、直流侧的雷击波传递到该区段后, 其波形类似操作波形, 因此应按操作冲击配合考虑。
换流站直流开关场设备上的雷电过电压是由直流线路的雷电侵入波引起的, 它由直流线路避雷器DB来限制。接在直流母线上的设备的雷电冲击绝缘水平是由避雷器DB的雷电冲击保护水平决定的, 直流母线避雷器DB在20k A雷电流下的雷电冲击保护水平为1651k V。则雷电冲击绝缘水平为1981k V按标准电压等级, 直流母线设备 (包括直流滤波器、平波电抗器、接在直流母线上的开关和分压器等) 的雷电冲击绝缘水平建议选2100k V
结束语
直流过电压 篇7
1 模型的建立
1.1 设备等值参数
换流站包含众多设备如隔离开关, 互感器等, 在雷电波作用下, 可等值成冲击入口电容, 这些设备由分布参数线路相隔。本文根据IEC60071-4标准给出了各直流设备在等值处理时的等效电容数值, 换流变为5000p F, 断路器为300p F, 隔离开关是300p F, 电压互感器是5000p F, 穿墙套管300p F。所有设备均由无损耗均匀传输线来连接, 波阻抗取300Ω, 波速取300m/μs。
1.2 带阻尼电感的多波阻抗模型
直流输电工程的运行方式、接线方式多种多样。本文中极线和接地极线侵入波过电压计算采用单极大地回线方式, 金属回线侵入波过电压计算采用单极金属回线方式。雷电流波形选取标准波形, 即2.6/50μs的斜角波。反击时雷电通道波阻抗取300Ω;绕击时雷电通道波阻抗取800Ω。由运行经验已知雷击塔顶时雷电过电压最为严重, 因此在反击计算时采用雷击杆塔塔顶的方式, 而不采用雷击档距中央避雷线的方式。因接地阻抗与杆塔自身电阻的存在, 雷击杆塔塔顶时, 导致绝缘子串反击闪络。杆塔模型采用带阻尼电感的多波阻抗模型, 采取杆塔接地阻抗15Ω, 塔身主支架取150Ω。
1.3 绝缘子串闪络判据
侵入波换流站过电压的幅值也由绝缘子闪络判据影响, 本文采用伏秒特性结合U50%法作为绝缘子串的闪络判据, 用以计算反击侵入波的过电压。当绝缘子串两端承受电压大于U50%时, 发生闪络。
2 过电压计算
当下我国相关标准也由于雷电流的复杂性, 并未对雷电流幅值作出明确的规定。根据运行经验, 仿真中采用17k A作为直流线路极线和金属回线反击侵入波过电压计算中的雷电流幅值。对于雷击点的选取, 在雷电侵入波过电压的研究时, 远区落雷而言, 传播过程中的衰减及波头的减缓, 对于换流站内的设备造成的侵入波过电压较低。而近区雷击时, 由于雷击点距离近, 进线段的减缓作用很小, 来波陡度大, 如未正确防雷, 对站内电气设备造成极为严重的危害。根据运行经验:变电站全部雷害事故的30%发生于300米以内, 48%发生于1000米之内。根据国际大电网会议 (CIGRE) 的参考数据, 本文参考起始于站外紧靠门型塔的耐张塔算起6座杆塔分别遭受雷击时的过电压情况, 只考虑雷击杆塔塔顶的情况。
本文通过PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真计算程序对换流站不同运行方式进行了大量的数据分析。
2.1 极性绕击侵入波过电压计算
极性极性绕击侵入波设备过电压, 在击2号杆塔时, 分别是:PS上1326Kv, PLC上1417Kv, DIV上1410k V。击6号杆塔时, 分别是:PS上1300Kv, PLC上1400Kv, DIV上1404k V。极性绕击侵入波避雷器电流, 在击2号杆塔时, 分别是:D上5.5k A, Fdc1上9.8k A, Fdc2上6.4k A。在击2号杆塔时, 分别是:D上3.25k A, Fdc1上8.9k A, Fdc2上6.23k A。
仿真表明, 流过站内避雷器的最大电流小于标称电流, 各设备的过电压也在安全范围内, 极性绕击雷电侵入波过电压对换流站直流侧设备不构成威胁, 均满足工程要求。
2.2 金属回线绕击侵入波过电压计算
见表1。
影响换流站雷电侵入波特性的因素很多且状况复杂多变, 本文将换流站与进线段综合进行分析, 区分远区落雷与近区落雷, 则将雷击2#杆塔的近区雷与雷击6#杆塔的远区雷等因素综合考虑, 更具有实际研究价值。经过电磁暂态仿真计算程序PSCAD/EMTDC的仿真数据显示, 近区雷, 也即换流站入口处的文中2#杆塔位置, 雷电侵入波在电气设备上产生的过电压幅值较高, 为换流站的防雷设计提供了参考。
综上, 极性雷电侵入波过电压、金属回线绕击侵入波过电压均在绝缘裕度的运行范围内。
3 结论
通过选择伏秒特性结合U50%法作为绝缘子串的闪络判据, 多阻尼杆塔模型等, 建立了换流站直流侧雷电侵入波的仿真模型。在仿真的背景下, 得出了直流电气设备可能承受的最大过电压, 结果显示:本文采用伏秒特性结合U50%法作为绝缘子串的闪络判据, 多阻尼杆塔模型。对换流站的雷电侵入波准确计算仍需深入研究不同绝缘子闪络判据、杆塔模型对结果的影响因素。且通过计算发现, 近区落雷设备的过电压还是较高, 且文中使用的雷电流较为保守17k A, 实际落雷情况复杂多变, 雷击区域越靠近换流站入口设备绝缘裕度较小。换流站直流侧的绕击侵入波过电压对直流场各设备造成的影响均在允许的范围内, 可安全运行。
摘要：换流站中主要设备受到雷害, 将造成大面积停电, 因此对换流站进行雷电过电压研究是十分必要的。采用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC对雷击进线段引起的站内过电压水平进行计算分析, 计算结果为±800k V换流站直流场的防雷设计和运行提供了参考。
关键词：PSCAD/EMTDC,雷电过电压,换流站
参考文献
直流过电压 篇8
1 RTDS实时仿真器简介
RTDS采用并行处理的硬件结构和高速DSP芯片,利用数学上可分隔子系统的概念在各运算芯片或芯片组之间分担计算任务,各子系统之间的联结使用传输线模型或变压器模型。RTDS是计算机并行处理技术和数字仿真技术发展的产物,是一套专门用来对电力系统电磁暂态过程进行全数字模拟的仿真装置。RTDS仿真能够经D/A转换后通过高性能的电压、电流放大器实时地输出,可用于进行自动控制和保护等设备的闭环试验,完成系统分析研究,设备研发及各种培训。
基于相似原理的物理动模仿真系统保留了实际系统的物理特征,仿真结果受到广泛认可。但其模拟电机的参数变化范围有限,难以满足具体不同机组的仿真需求,且参数调整和匹配困难;动模PI型线路品质因数较低,长线路模拟可能会暂态特性失真;与过电压研究息息相关的换流变磁饱和特性等参数难以与实际匹配。因此,动模在基于实际系统参数的系统研究分析中,越来越方便、快捷和灵活的数字仿真所取代。与BPA、Simpow和PSS/E等数字机电暂态程序相比,RTDS仿真器提供的暂态仿真结果要深刻得多,能够详细地模拟出一些在机电暂态程序中没有的现象,且RTDS仿真得到的系统特性包含了一个很大的频率范围(直流达几千赫兹),在这个频率范围内,RTDS仿真系统是分析电力系统各种现象的理想工具[3,4]。
在交直流混联系统的仿真计算中,直流输电系统的模拟对计算结果有较大的影响。能够在任何工况下准确模拟交直流混联输电系统行为的仿真方法只有电磁暂态仿真[5]。采用RTDS实时电磁暂态仿真器模拟直流系统,可以较充分地反映直流系统的固有特性,如直流系统的换相失败等;且可以实时考虑到实际直流控制保护设备的作用,从而仿真结论将更逼近真实和具有参考价值。
2 避雷器和换流变磁饱和特性模拟
2.1 换流站避雷器基本配置
目前RTDS已基本具备了各类电力元件的详细仿真模型,基本可实现与PSS/E仿真软件数据的互相转换,且一些特殊的非国际标准的发电机组等元件的控制模型和可控负荷等模型也可基于RTDS的自定义功能实现。在交直流混联输电系统过电压研究中,各类输电线路、变压器、换流变磁饱和特性、换流阀和各类避雷器等元件的准确模拟具有重要的意义。鉴于目前RTDS大量应用于针对线路、变压器和母线等交直流控制保护装备的研发和测试之中,且相关的研究文献也较多。本文主要介绍与交直流混联输电系统过电压研究息息相关的避雷器和换流变磁饱和特性的RTDS仿真模拟。
图1所示是直流换流站的避雷器基本配置图。参照图1,RTDS目前可详细模拟交流场的各种元件,但直流场的一些过电压研究元件RTDS尚没法模拟。譬如,RTDS没有并联与平波电抗器和直流电抗器的避雷器模型。据RTDS公司研究人员反馈,可能是并联的避雷器模型易产生数值计算问题。另外,由于阀桥和换流变在RTDS中为一个整体(直流换流器模型),阀相关的避雷器没法设置等。因此,RTDS尚不能用于全面分析研究直流场过电压,但RTDS仍然可用于交直流混联系统,双极闭锁甩负荷等故障扰动导致的交流系统过电压和抑制措施研究。
2.2 RTDS避雷器模型
避雷器是利用其伏安曲线的非线性特征去限制母线过电压幅值的大小。在数学模拟上可以利用描点或者基于试验的经验方程式的描述方法[6]。RTDS仿真器采用的是利用指数方程式并利用输入参数定值限制伏安曲线斜率的分段描述方法去模拟避雷器的伏安特性。
RTDS利用参数Rmin去限制避雷器的V-I特性斜率,其中Rmin的基准值是避雷器在放电点的V-I斜率。具体RTDS避雷器模型的仿真模拟采用如下两部分描述其非线性特征。
(1)当d V/d I>Rmin·(Vd/(N·Id))时,式(1)所示就是RTDS避雷器的V-I特性描述方程。式中:Vd和Id分别为避雷器拐点放电电流和电压;N为式(1)中的指数。
(2)当d V/d I≤Rmin·(Vd/(N·Id))时,避雷器V-I特性采用斜率恒定的直线描述。具体斜率表达式为:
图2所示是RTDS避雷器的伏安特性仿真模拟示意图。在该图中,Rmin是一个可供用户设置的斜率。Rmin用于修正避雷器V-I曲线的斜率。RTDS公司认为这种分段描述的方法比仅仅通过简单方程式的描述方法能更好描述避雷器的非线性特征。避雷器的模拟还需要设置能量衰减时间常数和用于防止出现数值计算问题的阻容支路。
2.3 RTDS磁饱和和磁滞特性模拟
RTDS换流变和换流阀组被组合成一单独整体模块,且该模块中并没有设置换流变磁饱和支路的模拟。因此,换流变的磁饱和特性需要另外设置元件模拟。图3所示是RTDS模型库中,可用于通过连接在换流母线上,去间接模拟换流变磁饱和支路的各种模型。
图3(a)为RTDS的非线性电抗模型,该模型在早期被应用于换流变磁饱和特性的模拟。后来,RTDS公司推出了专门的磁饱和支路非线性模型,如图3(b)所示。目前,RTDS公司已经对图3(b)所示的磁饱和支路模型进行了改进并推出了最新的磁饱和支路模型,如图3(c)所示。因此,可利用图3(c)所示的元件,通过连接于换流母线上去实现换流变磁饱和支路的仿真模拟。
因为实时仿真计算的需要,RTDS描述的磁饱和特性准-I曲线,事先由编译器根据输入的线性电感和饱和电感及其拐点等参数离线计算出来并储存在处理器的内存之中,以在RTDS实时仿真时直接参与计算,以提高运算速度。
3 典型过电压仿真分析案例
结合“十一五”国家科技支撑计划研究项目,通过直流双极闭锁甩负荷引起的送端交流系统过电压水平的研究,对基于RTDS实时闭环交直流混联仿真系统的过电压研究进行简单的说明。
基于某特高压直流输电系统电气参数、RTDS仿真器和实际特高压直流控制保护系统样机搭建了实时闭环交直流混联仿真系统研究模型,具体模型搭建和参数设置请参见文献[7,8,9]。该模型送端交流系统为“孤岛”运行方式,且送端电源仅仅通过四回紧凑型线路连接到换流站,如图4所示。在该模型中,分别在换流母线、滤波器组连接母线和电厂出口高压母线处安放避雷器模型并输入相应的参数;分别在各换流变交流母线上安放相应的磁饱和支路模拟各换流变的磁饱和特性。
选用的过电压研究案例为送端电厂出线距离改变对送端交流系统过电压水平的影响。该研究可为未来送端“孤岛”运行的直流系统规划和设计等提供参考。考虑到换流变磁饱和特性对过电压的抑制作用,过电压抑制措施选用双极闭锁后100 ms全切滤波器和电容器组,并在120 ms后全切换流变[9]。
考虑到RTDS实时仿真建模的实际情况,本次研究所选用的送端电厂出线长度如表1所示,占原始电厂出线距离(分别为299 km和248 km)的百分比分别为100%、80%、60%、40%和20%。并参照线路规划规程和高抗型号标准,分别在线路两侧设置合适的高抗。
直流双极闭锁后,由于直流送端功率大量盈余,送端交流系统严重过电压。故障100 ms后,控制保护系统全切滤波器/电容器组,系统过电压水平迅速降低。表1所示是送端电厂出线选用不同的长度后,直流双极闭锁故障导致的楚雄换流母线的暂时过电压最大值。由该表可知,随着线路长度的减少,送端交流系统的过电压水平不断降低。图5所示是送端楚雄换流母线在不同电厂原始出线长度百分比距离情况下的工频过电压水平轨迹曲线比较图。该图也显示,随着送端电厂出线的减少,送端工频过电压水平不断降低。
在我国高压直流工程技术规范中对暂态过电压限值一般规定如下:
(1)直流输电部分或者完全中断不应在换流器的交流母线处产生持续时间超过5个周波、高于1.3×550/姨3 kV的工频电压,且电压变化不会超过扰动之前的电压的30%。
(2)从导致输电中断的干扰产生时起2 s之内,工频电压应在500 ms以内降到1.15×550/姨3 kV或以下,并在2 s之内降至扰动前电压的105%或者所有电容性分组都被切除后所能达到的电压水平(以两者中的较大值为准)。
图5的轨迹曲线显示出,各种出线长度下的工频过电压皆满足标准要求,说明了选用的过电压抑制控制措施的有效性。
4 结束语
电力系统过电压是发展高压、超高压和特高压电网所必须研究的课题。探讨了基于RTDS实时闭环交直流混联仿真系统的过电压研究。由于目前只有电磁暂态仿真能够详细模拟直流系统,因此基于RTDS实时电磁暂态仿真器模拟直流系统,可以较充分地反映直流系统的固有特性。实际直流控制保护系统的闭环实时参与控制,可得到更贴近实际和更具备工程参考价值的仿真结论。通过对RTDS交直流元件模型的研究和分析,认为RTDS可用于交直流混联系统,双极闭锁甩负荷等故障扰动导致的交流系统过电压和抑制措施研究。最后,通过基于RTDS的某实时闭环交直流混联仿真系统模型的过电压研究,进行了必要的说明。
参考文献
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[8]高鹏,胡铭,蔡汉生,等.特高压直流输电系统实时闭环仿真建模研究[C].中国电力系统保护与控制学术研讨会,2008.
直流过电压 篇9
随着我国直流输电规模的快速增长,单个直流输送容量的增加和多馈入受端结构的形成,电网“强直流弱交流”特点逐渐明显。 南方电网作为典型的多馈入受端系统,具有负荷密集、感应电动机比例较高的特点。 在这种情况下,受端交流系统发生故障可能导致多回直流同时换相失败,并产生复杂的交直流相互作用,使得系统动态无功需求剧烈变化;同时,由于直流落点处的负荷中心地区缺乏电源支撑,动态无功缺乏,交流系统严重故障时电压稳定问题突出,威胁着系统安全[1,2]。 因此,合适的直流控制技术与动态无功补偿技术对解决受端系统电压稳定问题有着关键的作用[3,4,5,6],利用直流系统本身的无功调节能力相较于装设无功补偿装置而言,是一种更为经济的手段。
目前基于换流站控制改善交流系统无功特性的控制系统大致分为2 类:一类以交流系统无功功率交换量为控制对象,将换流器与交流系统交换的无功功率控制在一定的范围内;另一类是以换流母线电压为控制对象,以维持交流电压稳定进行换流站无功调节[7,8,9,10]。 针对多馈入系统的无功调节措施,较多采用第二类,文献[9]提出基于交流电压偏差变化的熄弧角无功调节方法,由于该方法受制于熄弧角,无功调节对受端电压稳定作用有限,仅针对过电压的情况。 文献[10]设计的协调控制器中提出定交流电压控制,能够在加快系统恢复的同时有效改善交流母线电压稳定性,但该方法的理论研究及可行性有待进一步研究。
基于上述研究,本文从换流器运行特性的角度,分析了定交流电压控制对无功功率的调制作用,结合多馈入系统结构及电压的评估指标,提出了该控制方式在逆变侧的配合及设置策略,对受端电网换流母线电压稳定问题及动态无功缺乏问题具有一定的改善作用。 最后通过算例分析,验证了该控制方案的有效性及可行性。
1 定交流电压控制特性
定交流电压控制属于直流站控制,其实质是通过调节换流器与交流系统的无功功率交换,控制换流站内交流母线的电压特性[11]。 文献[12]通过仿真研究证明了该控制方法对多馈入系统恢复期间的电压波动和后继换相失败有一定程度的抑制作用。本文从逆变器运行范围的角度对定交流电压特性进行分析。
稳态运行时,逆变器有功和无功功率的运行范围可由Pn- Qn坐标系统表示[13],如图1 所示。 以流向直流系统的功率方向为正,定直流电流Id特性是以原点为圆心的圆,需在最大电流Idmax与最小电流Idmin这2 个圆弧之间变化;定直流电压Ud特性是通过原点的直线,它与运行功率Pn轴的夹角为功率因数角 φ,Ud可在0 ~Ud0范围内调节;定熄弧角 γ 特性为一条下凸曲线,变化范围在 γ≥γ0(γ0为允许运行的最小熄弧角)内。 因此逆变器的运行范围实际是限制在定 γ0特性曲线、Idmax和Idmin圆弧以及Ud= 0所围成的封闭区域内。 图中,e为逆变器额定运行点;Pde为额定输送功率;φ0为额定功率因数角;Ud0为逆变侧空载直流电压。 由图1 可知,若逆变器不限于定熄弧角运行,在保持额定直流功率不变的情况下,其无功功率可沿线1 进行调节,由Idmax与 γ0分别限制最大与最小可调量。 该图表明,充分利用逆变器的无功功率调节能力,可以在一定程度上解决换流站内无功功率平衡问题,尤其是与弱交流系统相连的换流站。
当逆变器采用定交流电压Ui控制时,一般情况下,整流器采用定电流控制,可以维持逆变器的视在功率Si不变,运行特性与定直流电流重叠,如曲线2,在额定运行点e处与定熄弧角特性相交。 已知逆变器控制运行与功率因数的关系为:
当交流系统受到扰动,母线电压Ui呈下降趋势。 当逆变器采用定熄孤角控制时,如式(1)所示,为了维持 γ 恒定,使控制角 β 增大,功率因数角 φ 增大,即图1 中运行点沿曲线3 偏移至点e′0,逆变器消耗的无功功率Qn增加,导致Ui进一步下降;当逆变器采用定交流电压控制时,为了维持Ui在整定值内恒定,逆变器快速调节控制角,即使 β 减小,φ 减小,运行点沿e′1方向移动,逆变器消耗的无功Qn减小。
如图1 所示,在逆变器运行范围内,定交流电压控制与定熄弧角控制的无功功率特性分别为曲线2 与曲线3。 当系统轻载运行时,定交流电压控制将增大换流器无功功率吸收,维持交流母线电压为整定值;定熄弧角控制则需通过切电容器、静止无功补偿器增发感性无功等来调节过剩的无功功率,调节量由曲线2 与3 的纵坐标差决定,当Pn= 0.8Pde时,无功功率调节量约0.4Pde。 由此可见,相比定熄孤角控制,定交流电压控制具有更有利于控制无功功率、稳定母线电压,在适宜情况下可作为改善弱交流系统电压稳定性的经济控制技术。
2 多馈入系统电压稳定评估计算
2.1 电压稳定耦合因子的定义
落点较近的多馈入直流系统,换流站交流母线的电气联系较强,其间的相互作用可能导致系统总体性能下降[14]。 因此衡量换流母线电压的稳定性,需要同时考虑系统的自身强度以及直流间的耦合影响[15]。
电压稳定因子(VSF)是衡量电压稳定性的经典判据之一,它代表节点电压对注入无功扰动的灵敏度[16]。 由于其物理意义明确,该指标同样适用于多馈入系统,衡量直流输电中换流母线电压稳定性。
已知简单多馈入模型如图2 所示,对系统i而言,VSFi的定义如下:
其中,VSFi为正表示系统静态电压稳定,其值越小越稳定,越大则稳定性越弱。 从定义上看,该指标重点考虑了节点自身处的电压稳定,没有突出直流间的相互作用。
利用多馈入交互作用因子(MIIF),能够定量描述两换流母线间电压相互影响的程度[17],即母线i对母线j的交互作用因子MIIFji可表示为:
其中,为定义表达式,指在换流母线i处投入对称三相电抗器引起1% 的电压波动 ΔUi时,换流母线j的电压变化率;为结构表达式,其中Zeqij、Zeq ii分别代表保留换流母线的节点阻抗矩阵Zeq中互阻抗与自阻抗元素。 不论在定义式还是结构式中,均可看出交互作用因子指标表征了直流i对直流j的参与度。
综上分析,假定在母线i处投入三相电抗器,产生无功扰动(记为 ΔQi),i的电压波动可记为:
根据两节点间的交互关系,ΔUi使得母线j产生的电压变化为:
同理,由式(6)可定义多馈入系统中,某一换流母线i发生无功扰动 ΔQi(i = 1,2,… ,n;i ≠ j)时,母线j的电压稳定因子为:
综上,为了衡量某一换流母线电压受到所有与其相连的直流系统无功波动的影响,可定义节点j的电压稳定耦合因子(VSIF)为:
对于n馈入的直流系统,VSIFj的含义为:依次在换流母线i(i = 1,2,…,n;i ≠ j)注入无功功率,而引起1% 的电压波动时,母线j的电压稳定程度之和。
在多馈入交直流系统中,换流母线节点j的电压耦合因子VSIFj越大,则说明该母线电压受其他节点无功扰动的影响越大。 在动态无功缺乏的情况下,其他节点发生故障可引起该母线电压较大幅度的波动,同时增加了换相失败的风险[18]。
2.2 电压稳定耦合因子的计算方法
下面将通过解析法对电压稳定耦合因子进行求解分析[20]。
如图2 所示的多馈入系统,其线性化潮流形式可表示为:
其中,ΔP、ΔQ为母线注入功率的增量;J为2n × 2n阶的雅可比矩阵。
由于换流站注入节点的直流功率变化量仅与当地电压幅值相关,与交流系统电压相角无关。 对式(9)中的直流量进行修正,有:
其中,ΔP′、ΔQ′为不包含换流站注入节点的直流功率增量;J′P U、J′QU分别为JP U、JQU对角线元素的修正矩阵。 修正元素为:
令 ΔP = 0 时,根据文献[19]可知 ΔQ与 ΔU的关系为:
由电压稳定因子的定义式可知:
根据式(12)、(13)可知,电压稳定耦合因子同样可表示为:
由式(14)可知,电压稳定耦合因子为降阶雅可比矩阵JR-1第j行除对角元素的和值,其值决定了换流母线电压交互耦合的强度。 可以看出,电压稳定耦合因子与直流系统、受端交流系统的结构参数密切相关。
3 控制策略的实现
3.1 定交流电压控制的配合方式
逆变侧控制是由多个控制器相互配合组成,通常以某一控制器为主要调节,其余控制器作为附加调节。 定交流电压控制无论设为主控制或附加控制,都是通过调节 β 角控制逆变器无功消耗来维持换流母线电压稳定。 若将定交流电压控制设为主控制器,直流电压将运行在较大的范围,分析如下。
定交流电压控制的稳态运行特性为:
设在直流控制作用下Ui与Id保持恒定,认为叠弧角 μ 不变,由式(16)可知直流电压将随 β 变化而波动,已知 β (30°,90°),将式(15)代入式(16),求Ud对 β 的偏导为:
由系统运行状态易知A1> 0,A2< 0;稳态中 β 维持在较小的角度,Ud随 β 的上调呈减小趋势。 考虑到直流输电工程中,由投切无功装置等引起换流母线无功扰动频繁,易使Ud低于额定运行点运行,从而增加有功功率的传输损耗,影响运行的经济性。然而,为了解决传统定熄弧角控制方式在扰动期间使功率因数下降,不利于电压稳定,易导致弱受端系统电压崩溃的问题,定交流电压控制更加适合作为定熄弧角控制的附加控制。 其原理框图如图3所示。
3.2 平滑切换逻辑控制器设计
为了避免噪声干扰和瞬时小扰动引起不必要的控制动作,切换控制器通常需要满足一定的切换条件[10],实现逆变器控制方式的平滑转换。
由于常规定熄弧角控制与附加定交流电压控制器参数配置的不同,在定交流电压控制接收指令退出控制时,2 种控制方式存在微小的控制量(β)差,在系统恢复稳态后,简单的切换动作也可能引起较大的振荡。 为了避免对系统的再次干扰,本文设计了基于状态跟随的平滑切换控制方法,其原理如图4 所示。
将定交流电压控制状态与定熄弧角控制状态设计为一负反馈,作为定熄弧角的一个输入,使得暂态过程中定熄弧角随时跟随定交流电压输出,保证切换前2 个控制器输出的状态量总是一致。 同时对逻辑开关K1— K4进行合理的控制实现。
(1) 系统稳态时:K2、K3闭合,K1、K4断开;逆变侧运行在定熄弧角控制方式下,隔离定交流电压控制。
(2)定交流电压控制时:K1、K3、K4闭合,K2断开;扰动期间,定熄弧角闭环控制器的状态量将跟随定交流电压控制器输出,此时逆变侧的控制是以换流母线电压为主要调制对象的控制作用。
3.3 控制器参数寻优算法
为了满足逆变侧定交流电压附加控制器的性能要求,本文采用非线性规划SIMPLEX算法对附加控制器参数KP、KI进行优化。
非线性规划数学模型的一般形式为:
设R是满足上式约束条件gj(X)的n维欧氏空间En中的一个开集,则多元函数f(X)最小极点存在的必要条件为:f(X)在R上有二阶连续偏导数,对于X*∈R,若▽f(X*) = 0 且二阶偏导数矩阵(Hessian矩阵)▽2f(X*)正定,则X*∈ R为f(X)的严格局部极小点。
在规划式(20)的求解过程中,搜索方向的确定及迭代步长的选择是优化算法的关键,由于SIMPLEX算法对初值敏感且易陷入局部最优,本文参数优化迭代过程分为初值搜索迭代和优化迭代:首先以较大步长和较小数值仿真次数得到SIMPLEX迭代初值,然后利用SIMPLEX算法在较小的步长范围内得到最优解。 本文在PSCAD程序中,分别由Multirun模块与Simplex模块来实现上述步骤。
设目标函数满足换流母线实际电压Ui与整定值Uref的偏差最小,为:
寻优控制器参数KP、KI的步骤如下。
a. 给定初值X0= [KP0KI0]及可行域R。
b. 确定搜索方向Dk与步长 λk,使迭代满足:
c. 初步求得可行域最优解, 得到SIMPLEX算法初值X(0)。
d. 设定优化次数N , 利用SIMPLEX求解目标函数。
e. 迭代结束,得到最优解KP、KI。
4 控制策略的仿真研究
4.1 系统模型
为了验证本文提出的直流控制策略效果,基于CIGRE直流输电标准测试模型搭建了三馈入直流系统,结构如图2 所示。 每条直流线路的系统参数及无功补偿参数与CIGRE标准系统参数相同。通过改变等值阻抗Z1、Z2、Z3或联络线距离可以得到不同交流系统强度和电压稳定交互因子的多馈入系统。 设Z1=4.996+j14.5852 Ω,Z2=4.75+j13.414 Ω,Z3= 5.790 6 + j20.457 Ω,各直流系统逆变侧的电气距离为l12= 50 km 、l13= 80 km 、l23= 30 km , 得到系统电压评估指标如表1 所示。 联络线阻抗为0.41 Ω / km,X / R = 6。
由表1 可以看出,多馈入有效短路比(MESCR)与电压稳定因子对换流母线电压稳定特性的评估结果一致,由弱到强依次为:DC3、DC1、DC2。 根据电压稳定耦合因子的大小,各母线电压受耦合影响,由大到小依次为:DC2、DC1、DC3。 上述指标表明,DC3 换流母线的电压稳定性最弱;DC2 母线电压受到的耦合作用最大,由于与DC2 相连的DC1、DC3 系统强度相对较弱,其受联络线无功波动产生的不利影响也将最大。 因此从改善系统整定电压稳定性角度出发,对DC3、DC2 逆变站装设定交流电压附加控制。
4.2 仿真结果
为了验证上述控制方案的效果,考察最弱系统DC3 逆变侧换流母线处发生三相短路故障,故障持续时间0.05 s,DC3、DC2 系统加入定交流电压附加控制时,各直流系统的电压恢复特性如图5 所示(交流母线电压Uac、 直流电压Ud、 直流电流Id均为标幺值)。
由图5 可见,在常规定熄弧角控制作用下,弱交流系统发生的严重故障对多条直流系统的电压稳定性产生了不利影响:随着DC3 换流母线电压骤降至0.4 p.u.,DC1、DC2 系统交流母线电压被迅速下拉至0.85 p.u.,直流电压分别跌落至0.72 p.u. 与0.26 p.u.,3 条直流逆变侧同时发生换相失败; 故障清除后,由于常规定熄弧角控制的超调作用,换流站功率因数暂时大幅减小,造成逆变侧无功功率的剧烈交换,各母线电压波动严重,尤其是电压稳定耦合因子最大的DC2系统与弱系统DC3都出现了后继换相失败。
加入定交流电压附加控制后,故障期间,DC3 系统逆变器通过调节功率因数,以阻止电压的深度跌落;故障清除后,换相电压恢复过程较平稳,电压波动较小,无后继换相失败,如图5(c)所示。 DC2 系统在加入附加控制后,扰动期间以母线电压为主要调节目标;随着系统恢复期间动态无功平衡问题得以解决,避免了由于强耦合作用引起的电压波动及后继换相失败,如图5(b)所示。 同时DC1 系统电压、电流暂态特性及熄弧角变化如图5(a)所示,在系统间的相互作用下,DC2、DC3 系统换流母线电压稳定性提高对其也有一定的支撑作用,电压波动因此减小。 综上可以看出,本控制方案能够改善联系较为紧密的多馈入系统电压稳定性,提高系统整体恢复速度。
5 结论
a. 定交流电压附加控制配合定熄弧角控制, 能够有效抑制定熄弧角控制的超调量带来的不利影响,提高电压扰动期间的稳定性,同时保证直流输电的经济运行。
b. 电压稳定耦合因子指标能够表征某一直流换流母线电压受其余换流母线的影响的程度。 以该指标来指导控制策略的布置方案能够反映出在哪些直流输电子系统中采用定交流电压控制取得的控制效果更好。
c. 设计的平滑切换逻辑控制器, 有效地减小了由于控制参数不同引起的切换振荡,保证系统工况改变时直流控制方式的顺利转换。