并联供电线路（精选6篇）
并联供电线路 篇1
在煤矿电网中, 并联供电线路是其中一种十分常见的供电方式, 特别是由变电所引出的电源, 此类线路通常都比较长, 负荷也会比较大, 其接地选线方式一直都没有得到很好的解决。尤其是在发生相应故障的时候, 信号就会与故障相叠加, 导致出现拒动、误动的情况。为了达到选线要求, 目前提出了一种基于相间电流差的方式, 通过此种方法可以有效的判断出发生的故障。
1 基于相间电流差选线的原理
假设小电流接地系统正常运行的时候, 该系统的电源电压是三相对称的, 由两条线路并联组成, 并且各自具有相应的电容以及负荷电流。当某一条线路发生单相接地故障的时候, 相应的电压就会发生一定的改变, 同时也就会出现一定的单相接地电流, 致使流过各个线路的电流也会随之发生相应的改变。除此之外, 因为线路电压还是对称的, 在出现单相接地故障的前后, 其负荷电流在一瞬间还是保持不变的, 所以, 在没有出现故障的线路中, 其三相电流的变化幅度是保持一致的;而在出现故障的线路中, 发生故障相与没有发生故障相之间的电流差就是产生的单相接地电流, 其中没有发生故障相的电流变化幅度也是保持一致的。但是, 在实际运行过程中, 系统的三相电压是不可能一直保持对称的, 因此, 相间电流差通常是以接地电流的一半为基准的。由此可以看出, 当出现故障的时候, 故障线路通常都是将故障相作为基准, 定义相间电流差;而没有出现故障的线路在定义相间电流差的时候, 可以将任何一项作为基准。所以, 能够通过对故障相的相间电流差之间的比较, 判断线路出现故障的实际情况, 进而得出相间电流差最大的那条线路就是出现故障的线路。
2 基于相间电流差选线的方法
2.1 检测零序电压
在确定系统出现故障之前, 一定要先对系统的零序电压进行相应的检测, 当系统的二次零序电压的值大于所预设阙值的时候, 比如:15伏, 通常就会认为该系统出现了单相接地故障。
2.2 确定故障相
当确定该系统发生故障的时候, 一定要确定故障相, 进而才可以采取相应的解决措施。确定故障相的判断依据就是:当电压最低相的电压值小于额定电压百分之三十的时候, 那么就可以确定电压最低的相就是发生故障的相;当电压最低相的电压值大于额定电压百分之三十的时候, 针对中性点不接地系统或者消弧线圈接地情况而言, 故障相通常情况都是将正相序作为基准。
2.3 相间电流差的计算
确定故障线路的方法就是计算相间电流差, 也就是将故障相的电流作为计算的基础, 对各个线路的电流进行计算, 之后得出相应的相间电流差, 其中得出差值最大的那一条线路就是发生故障的线路。
3 PSCAD仿真系统
利用PSCAD仿真系统对线路选线进行验证, 通常情况都会设置5条线路, 长度分别是10千米、15千米、8千米、12千米以及5千米。电源侧电压为35千伏, 变压器的容量为10兆伏安。线路模型使用的就是分布参数的模型, 其中正序参数的正序电阻为每千米0.17欧姆, 正序电容为6.2e-8F/km, 正序电感为7.5e-3H/km, 而零序参数的零序电阻为每千米0.23欧姆, 零序电容为3.7e-8F/km, 零序电感为34.2e-3H/km。因为并联电路通常都会存在电流不平衡的情况, 所以, 均会对相应的线路进行电流平衡的设置, 针对中性点不接地系统的故障与接地电阻是1000欧姆时这两种情况展开相应的仿真验证。其得到的相间电流差见表1、表2。
从表1与表2中可以看出, 出现故障的线路都是以发生故障的相作为基准, 其相间电流差最大的那一条线路, 并且对于并联电路而言, 其中一条线路出现故障的时候, 此项理论也是符合实际情况的。但是当接地电阻值不断增大的时候, 其相间电流差的值也就会越来越小, 也是很难予以判断的。所以, 通过仿真结果能够说明, 对于小电流接地选线而言, 采取基于相间电流差的方法是非常有效的, 特别适合应用在含有并联电路的电网中, 可以很好的解决故障线路确定的问题。除此之外, 还可以说明此种选线方法非常适合应用在单相接地与低接地电阻的故障线路中, 但是对于一些单相高电阻的故障就会缺乏一定的灵敏度, 进而可能会影响对于出现故障位置的判断, 由此可以看出, 一定要加强这一方面的研究, 尽可能提高系统运行的灵敏度, 这样才可以有效的提高系统运行的可靠性与安全性。
4 结语
通过对小电流接地系统发生故障的前后进行分析, 充分考虑线路各相电流的变化情况, 进而提出了基于相间电流差的选线方法, 很好的解决了单相接地故障的问题, 并且也非常适合应用在并联电路中, 除此之外, 从仿真系统的验证结果上而言此种方法也可以非常准确的找出发生故障的线路, 特别是可以有效的区分发生故障的故障相, 进而使电网系统不会再受到供电方式的干扰, 供电效果也会非常好, 是一种非常适用的选线方法。所以, 加强对煤矿电网含并联线路小电流选线方法的研究是一件非常值得的事情。
摘要：在煤矿电网含并联供电线路出现单相接地故障的时候, 保护非常容易出现拒动、误动, 并且难以明确是哪一条线路出现故障, 针对选线方法, 通常采取的是基于相间电流差的方式。本文主要针对此方法进行探讨, 并且通过PSCAD仿真系统的验证, 充分说明此种方法判断的准确性, 保护差值大, 不会受到故障相位的影响, 抗干扰的能力非常强。
关键词：煤矿电网,并联供电线路,小电流选线,仿真系统
参考文献
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开关电源模块并联供电系统设计 篇2
2 主要模块设计方案
2.1 供电系统
桥式整流电路的工作原理如图2:e2为正半周时, 对D1、D3和方向电压, Dl, D3导通;对D2、D4加反向电压, D2、D4截止。电路中构成e2、Dl、Rfz、D3通电回路, 在Rfz, 上形成上正下负的半波整洗电压, e2为负半周时, 对D2、D4加正向电压, D2、D4导通;对D1、D3加反向电压, D1、D3截止。电路中构成e2、D2、Rfz、D4通电回路, 同样在Rfz上形成上正下负的另外半波的整流电压。
2.2 DC模块的选择
电源芯片采用美国国家半导体的LM2596—ADJ它是一款降压型的PWM调节方式的开关稳压电源的芯片, 内部振荡源频率为150KHZ, 最大输出电流3A, 最大输出电压40V, 基本可以满足题目要求。它通常被作为恒压电源应用, 此时其通过电压取样电压反馈稳压方式达到稳定电压的目的。
2.3 输出电流比例实现方案
输出电流比例实现有两种方案。一是通过单片机控制ucc29002来实现电流比例, 但电路极其复杂。二是调节内部参数使DC-DC模块输出电流1:2。当电流需要1:1的时候, 通过检测, 单片机识别选通, 让均流模块电路ucc9002工作, 实现电流1:1。
UCC29002采用一个高增益、高精度的放大器, 能检测到外面的输入的微小的电压变化量, 放大倍数的大小可以通过改变外电路的参数获得。UCC29002中的电流检测放大器的输入偏置电压极低, 使得它可以精确的检测到一个阻值很小的电流采样电阻上的微小电流变化量。而且, 它的共模范围介于接地电压和UCC29002供电电压之间。芯片电流读出放大器超低的输入补偿电压使得对通过低值电阻的电流信息的检测更加适宜。为防止错误的输出调整信号, 在误差放大器的反向输入端加一个比同向输入端高25m V的固定偏置, 当连输入端输入相等时不会做出调整。当芯片不能正常工作时调整放大器的同向输入端将被下拉到地 (相当于误差放大器输出为零) , 防止该单元被错误调整, 此外, 误差放大器的两个输入端还可作为使能。
2.4 单片机检测实现方案
用霍尔传感器 (ACS712) 检测负载上电流, 把电流变为电压, 然后经过D/A把信号传给单片机。
2.5 单片机过流控制方案
用单片机实现对模拟开关CD4051控制选通实现电路调整如过流保护, 如图3所示。
使用低功耗单片机MSP430实时监测电流。因为UCC29002的8脚电压与系统的输出电流成正相关, 我们用MSP430片内12位ADC定时采样该电压。并把它与预先设定的电压比较来判断过流。当连续两次检测到电流过大时, 关断TPS5430使系统不输出电压, 6秒延时后使能TPS5430, 并继续检测电流。
3 系统测试与误差分析
3.1 性能指标
实验过程:在实验室220v交流点下分别测量CD模块空载输出 (测量数据及结果如表1) 和负载输出。
3.2 比例均流性能指标
实验过程:把CD模块的输出端后接均流电路分别测量两路的输出电流。
3.3 单片机调节电路性能
实验过程:调节可视负载使输出总电流由1A逐渐增大到6A再减小到4A观察各电路电流量。
3.4 均流效率
实验过程:改变负载电阻测量负载功率P1和CD模块输出功率P2由P1/P2计算均流效率。
从测试结果来看, 均流偏差在0.5%以内。但是电源均流时两路的电流仍有一定的误差, 并非绝对均流;而且均流偏差变化不是线性的, 即输出电流增大时, 均流偏差不是单调变化。主要原因是由于我们均流方法是UCC29002, 通过能检测到外面的输入的微小的电压变化量, 放大调节。但由于电路本身和焊接等原因, 造成一定误差。若需要进一步减小误差, 则需采用更为精确的平均电流均流法。均流误差的非单调变化, 主要是由于采样电阻等分立元件的温漂及杂散噪声引起, 当温度变化或工作频率变化时, 电阻会偏离原来的阻值, 导致UCC29002内部调节信号偏离理论计算值, 从而使调制的信号和理论值有差异, 产生均流偏差波动。
摘要：选用开关电源芯片LM2596和load sharing芯片UCC29002, 并选用两片load sharing芯片UCC29002的配合使用, 通过调节上路电路中连接在UCC29002电位器, 使上下两路对称, 实现自动均流。并由单片机监控调节, 确保电路安全, 灵活变换。
关键词：LM2596,UCC29002,反馈
参考文献
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并联供电线路 篇3
1. 全并联AT供电系统模型的建立
1.1 全并联AT供电系统
牵引网全并联AT供电系统从牵引变电所到接触网，是一个十分复杂的系统，架空线包括接触线、正馈线、加强线、保护线、吊玄和承力索，地面包含钢轨、大地，每隔一段距离的AT变压器等电气因素。线路分单线、复线以及站场咽喉等等。为简化系统，便于系统模型的建立，忽略了加强线与保护线，将承力索、吊弦与接触线等效为一条接触线T，将两条钢轨等效为一条线路N，并忽略AT变压器漏抗。同时，将牵引网视为空载。
1.2 AT模型
AT (Auto-Transformer）变压器的等值电路和单相双绕组变压器相同。AT变压器仿真模块采用Sim PowerSystems模块中的单相双绕组饱和变压器"Saturable Transformer"来实现，根据AT变压器的接线方式，将一次侧绕组和二次侧绕组的异名端连接在一点作为中间抽头接钢轨，其他两端的抽头作为接触线和正馈线的抽头。如图1-1。
1.3 牵引网复线模型
由于牵引网供电供电臂相对比较短，一般不会超过50km，因此每个供电臂的线路模型可以用串联阻抗矩阵和并联导纳矩阵的集中参数模型的π型模型来代替。其中串联阻抗矩阵包含导线的自电阻、自电感和导线之间的互阻、互感；并联导纳矩阵包含导线之间或者导线之间的电容和漏电阻。然而，由于每个供电区段比较短，并联导纳通常可以忽略不计。处于同一电压等级的所有的导线都可以用一根等值导线来代替，同时，假定地导线的电压为零，等值地导线可以忽略不计。从而复线牵引网系统就可以简化为上下行之间含有互感的等值模型。
根据上述的简化方法，结合Matlab中的线路模型，采用Sim PowerSystems中的“Series RLC Branch”模块和“Mutual Inductance”模块来分别表示导线的自电阻、自电感和导线之间的互阻、互感。利用这两个线路模型，根据简化的牵引网模型，建立的牵引网仿真模块内部结构如图1-2所示。六个输入、输出端子分别表示上行简化的牵引网T线、R线、F线和下行简化的牵引网T线、R线、F线。
1.4 短路模块
短路模块采用Sim PowerSystems里的“Breaker”模块, 利用常熟模块，通过matlab程序利用参数b1, 、b2、b3控制断路器（Breaker1～6）的开端来实现距牵引变电所不同距离的牵引网短路。短路时刻从0.05s开始。
1.5 牵引变压器
牵引变压器采用“Sim PowerSystem”中的“Linear Transformer”模块，变压器原本为目前牵引变电所普遍采用的220k V，副边分别有2, 3两个绕组，分别为左右两个供电臂供电，其模块及参数如图1-3所示。
综合上述各模块的建立，建立全并联AT牵引网模型如图1-4所示。短路阻抗测量模块位于牵引变电所副边牵引网馈线处，通过MATLAB的M语言编程在距牵引变电所不同距离点出作出各种短路故障仿真，通过模型对接触网的接触线（T）、正馈线（F）和钢轨（N）相互间短路进行仿真。
2. 牵引网短路仿真
根据某实际AT牵引网参数：L1=15 km, L2=12km, L3=15 km;
ZT=0.2314+j0.581;ZF=0.14+j0.740;ZR=0.
212+j0.555;ZFR=0.050+j0.315;ZTF=0.050+j0.403;ZTR=0.050+j0.311；其中L1为牵引变电所至第一个AT (AT1）的距离，L2、L3分别是AT1至AT2和AT2与AT3之间的距离。
通过短路仿真，得出牵引网分别在T-F短路、T-N短路、F-N短路故障下在牵引变电所馈线处测得短路阻抗曲线如图2-1所示。从图中可以看出牵引网接触线、正馈线、钢轨之间的短路阻抗曲线呈一系列的鞍形曲线，这与文献[2]中的理论计算是相符合的。
结论
(1）通过MATLAB/Simulink建立全并联AT供电系统模型，利用短路模块，测得牵引网短路故障的阻抗曲线，得到一系列的鞍行曲线，这与文献[2]中理论计算的结论相符，说明建立的系统模型基本正确。
(2）由于实际电气化铁道牵引供电系统是一个复杂的非线性系统，通过简化，将系统线性化，并忽略了AT的漏抗以及PW线等的影响，所以后续工作可以将系统模型更加细化，使仿真结果更加接近实际。
参考文献
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并联供电线路 篇4
浙江省常山县供电公司以往都是采用“堵塞式”防雷措施,包括架设避雷线、安装线路避雷器、提高绝缘水平、降低杆塔接地电阻值等,来保护35 kV架空送电线路的输电安全。这类防雷措施在以前可以有效地提高线路的防雷能力,降低因雷击而出现跳闸现象的几率。但是,随着用电量的递增以及电网架构方式的复杂化,为了保障电网的安全运行,电力企业开始普遍应用继电保护装置以及重合闸装置,这就使得“堵塞式”防雷措施无法满足现有的防雷要求[1]。近年来,浙江省常山县供电公司的35 kV架空送电线路多次受到雷击,导致线路绝缘子釉面损坏,严重影响了居民的正常用电。为了解决雷击问题,经过试验,研究人员应用了并联间隙技术,取得了非常好的效果,大大降低了雷击概率。
1 并联间隙的工作原理
这种“疏导式”防雷措施的工作原理是:以允许线路出现一定的雷击跳闸率为前提,在因雷击而导致线路绝缘出现闪络后,立即采取针对性措施来引导工频续流电弧在远离绝缘子串的地方进行燃烧。采用这样的防雷措施虽然仍会出现雷击闪络现象,但是不会对绝缘子串造成永久性的损坏,而且还提高了重合闸的成功率。
35 kV架空线路防雷并联间隙的结构是在绝缘子串旁边并联上一对金属电极,由此形成了保护间隙,如图1所示。
L—间隙的最短距离Lo—绝缘串长度hc/dc—上电极形状参数hp/dp—下电极形状参数
当35 kV架空线路被雷电击中时,并联间隙的雷电放电电压低于绝缘子串的雷电放电电压,因此,并联间隙会先放电,而工频电弧会在电动力和热应力的共同作用下,在间隙电极中进行燃烧,热气也会向外飘散[2]。这样雷电所产生的作用就不会对绝缘子串造成影响,避免了线路和绝缘子串出现灼烧的情况,保证了架空线路的安全运行。
2 并联间隙的设计
绝缘子串有悬垂串和耐张串2种,因此在安装并联间隙时要区别对待。相比而言,耐张串所承受的拉力大,只要间隙和绝缘子串的位置确定下来,就不会出现移动,因而安装方式比较简单。而悬垂串只能承受自身的导线重量,但是安装上的间隙也有一定的重量,因此在设计时,研究人员要充分考虑到这一点。
另外,若只在绝缘子串的一侧安装并联间隙,则下电极承受的拉力就会减小,导致绝缘子串无法保证平衡,造成下电极向下倾斜,导致上、下电极之间的距离发生变化,无法对绝缘子串进行防雷保护。因此,在实际安装过程中,研究人员应在绝缘子串的两侧都安装间隙,使两侧电极重量相互平衡,以保持下电极位置的稳定性,确保间隙距离不出现任何变化。但是,这样的安装布置方式也存在着严重的问题。悬垂绝缘子串一旦遭受雷击,就会引发工频电弧,而电弧在电动力的作用下会向负荷侧靠近[3]。由于绝缘子串的两侧都装有间隙,且距离一致,没有负荷侧之分,因此工频电弧会直接吹向绝缘子串,造成损害。综合以上分析,研究人员决定在悬垂串的负荷侧安装并联间隙(图2),并采取措施以保证下电极的位置不变。通过多次试验,研究人员开发了特定的碗头挂板和球头等工具,并选择线路进行试点运行,同时在条件允许的情况下,将3片绝缘子增加到4片。通过这一系列措施,即使在绝缘子串的一侧安装并联间隙,也不会致使下电极出现倾斜,同时还便于以后在线路上加装间隙。目前,安装人员只需在负荷侧安装防雷间隙就可以很好地保证防雷效果。
3 并联间隙的应用效果
为了对35 kV架空线路上并联间隙装置的应用效果进行检验,研究人员进行了试点运行,选取浙江省常山县所管辖的12条35 kV架空线路,并对这些线路遭受雷击的次数和情况进行统计分析,最终选出最具代表性的2条系列线路进行并联间隙的安装运行试点工程。这2条系列线路的全长为4.1 km,共21基,其中6～17号段需要穿过丘陵地区,导线是LGJ-95,在近5年间共受到11次雷击。
试验期间,第一条试点线路因遭受雷击出现跳闸,此时绝缘子串旁边的并联间隙立刻开启保护动作,发出重合闸的信号。而研究人员也在雷击发生后的第一时间内就赶往现场,指导寻找故障点,并对故障点在35 kV架空线路不同位置的短路电流进行了计算,然后将所得数据结果与试验的电流结果进行了对比,并根据试验中的间隙灼烧情况来确定该次雷击对线路的损害。在常山县变电站中有2台主变,且是非并联运行的,主变的额定电压为11 kV/38 kV/110 kV,相应的额定电流是260 A/750 A/2 630 A,线路杆塔除了12号、13号、15号、17号是直线型外,其余均为耐张型。为了更加方便地对短路电流进行计算,研究人员对杆塔标称高取定值15 m。在远离变电站电源侧的地方发生了两相相间短路的状况,短路电流值为5 kA。通过10次并联间隙试验,得出以下结论:上电极因灼烧缩短了15 mm,下电极球头因雷击灼烧缩短了5 mm。
根据以上试运行结果,研究人员发现,无论在被雷击的地方还是在35 kV架空线路的其他任何部位,只要防雷并联间隙出现放电动作,线路都会出现相间或三相短路现象,而且还会在间隙端部出现明显的放电痕迹。同时,研究人员也对所有的杆塔进行了检查,发现9号杆绝缘子串旁边的并联间隙两端都有明显的放电痕迹,与理论和试验结果一致,而绝缘子串未出现任何损坏。其他杆塔没有出现明显的放电痕迹,绝缘子串也没有出现灼烧,试点工程取得了圆满的结果。
同时,以上结果也证明在35 kV架空线路的绝缘子串旁安装防雷并联间隙,可以有效地保护线路免受雷击,避免线路和绝缘子串因雷击而出现灼烧,从而减少了输电功能受到的影响,避免了大面积停电事故的发生。
4 结语
试点工程的成功说明在35 kV架空线路的绝缘子串旁安装防雷并联间隙,可以有效保护线路免受雷击。对于35 kV架空线路上的悬垂串,只要在负荷侧安装防雷并联间隙,就可以起到很好的保护作用。此外,如果条件允许,还可以将绝缘子由3片增至4片,这样不仅可以增强并联间隙的保护作用,还便于以后在线路上加装间隙,但在实际应用过程中,要注意导线弧垂的变化。电力企业可以根据试点运行的结果,进一步总结防雷并联间隙的试验经验,以获得最佳的并联间隙安装布置方式,并制定相关的技术规范,以解决35 kV架空送电线路的雷击问题[4]。
参考文献
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并联供电线路 篇5
煤矿井下UPS供电系统是煤矿发生安全事故后确保相关安全监控和生命保障装置运行的重要设备,是遇险的井下工作人员的重要生存依仗。UPS供电系统的自身可靠性、可恢复性对整个备用供电系统尤为重要[1,2,3,4]。目前,UPS供电系统多采取N组逆变单元并联式结构,具有冗余性、可扩展性、高可靠性及易维护等优点[5,6]。然而,各UPS逆变单元因其工作状态不同步或系统单元参数不同,UPS并联供电系统在低频段存在极低阻抗的环流通路,将造成系统出现不均流现象,甚至造成UPS逆变单元中功率器件过流损坏[7,8,9,10]。
针对煤矿井下恶劣环境对UPS并联供电系统可靠性、自恢复性提出的特殊要求,本文提出了一种井下UPS并联供电系统无差拍环流抑制方法。首先,建立UPS并联供电系统拓扑结构的等效离散数学模型,并对UPS并联供电系统中存在的高频、零序环流问题进行重点分析;为满足井下UPS并联供电系统单元故障下的快速自恢复特性,引入非线性无差拍控制器对零序电流进行前馈补偿;最后,基于2×35kW UPS并联供电系统实验样机对该方法进行验证与分析。实验结果表明,该方法可充分发挥井下UPS并联供电系统的冗余特性,仅需2~5ms即可实现井下UPS并联供电系统的在线自恢复。
1 UPS并联供电系统建模
煤矿井下UPS并联供电系统多采用“一用一备”的双机组并联式结构,双模块UPS并联供电系统结构如图1所示。
双模块UPS并联供电系统采用共直流母线供电方式,将每个逆变模块等效为一个电压源和内阻抗串联电路,假设各个并联模块的输出阻抗相同,则可建立UPS并联供电系统平均输出电压方程:
式中:uavg为并联逆变模块的平均输出电压;uabc1,uabc2为并联逆变模块的输出端口电压。
同时,可定义UPS并联供电系统等效环流表达式为
式中:iz为UPS逆变模块对应的零序环流;Z1、Z2为并联逆变模块内阻抗。
为了简化三相UPS并联供电系统模型,将模型的坐标系由三相静止坐标系变换到两相同步旋转坐标系。由于UPS并联供电系统存在零序电压分量,同时零序电路的低阻抗特性将使UPS并联供电系统中出现零序环流,为此,在常规的二维坐标中须引入附加的z轴分量,即
式中:X为系统状态变量;T为坐标变换矩阵。
根据式(1)—式(3),可重写共直流母线UPS并联供电系统在同步旋转dqz坐标系下的数学模型:
式中:idqz1,idqz2分别为UPS模块1、模块2的dqz坐标分量;ω为UPS模块输出电压角频率;edq为负载反电动势dq轴分量;Δdz为UPS模块的零轴电压占空比;udc为直流母线电压;ddq1,ddq2分别为UPS模块1、模块2的dp轴占空比;L1,L2分别为UPS模块1、模块2的输出电感。
图2给出了UPS并联供电系统电流dqz轴分解示意,UPS模块内电流在dqz坐标系下已出现严重畸变,呈不规则曲线,但电流在dq坐标系下仍为标准电流圆,电流幅值|idq|为额定负载1pu。反观此时dz坐标系下的电流分量,其z轴电流分量幅值也同样达到1pu,即UPS单模块电流幅值达到1.414pu,将造成UPS保护单元误动作,甚至会造成主电路功率单元过流、过热损坏。
2 无差拍环流抑制方法
根据前文分析可知,对于煤矿井下双模块UPS并联供电系统,当其出现不一致的低频零序电压误差时,由于此时环流路径为低阻抗回路,即使零序电压很小,也会在UPS并联供电系统双模块之间产生极大的环流。为此,引入非线性无差拍控制器对零序电流iz分量进行平抑处理。
根据式(6)可知,产生UPS并联供电系统零序环流的关键在于其不一致的零序分量。为此,需从SVPWM(Space Vector Pulse Width Modulation,空间矢量脉宽调制)七段式导通机理出发进行分析,如图3所示。对于采用SVPWM方式的控制系统,其3个上桥臂导通的时间分别为daTs、dbTs、dcTs(Ts为系统控制周期),为了保证UPS并联供电系统可靠运行,需要保持空间合成矢量占空比不变,因而d1、d2不能发生改变。但通过调节零矢量(000)和(111)的作用时间d0,能够改变UPS并联供电系统的零序分量,即
式中:dz为零序电压占空比;da,db,dc为abc三相电压占空比;d1,d2,d0分别为SVPWM主、次、零矢量占空比;y为七段式调制零矢量修正量。
因此,可求得UPS并联供电系统零序电压误差值为
式中:分别为UPS模块1和模块2的零序电压占空比;d11,d21分别为UPS模块1和模块2的主电压占空比;d12,d22分别为UPS模块1和模块2的次电压占空比;d01,d02分别为UPS模块1和模块2的零序电压占空比。
在此基础上,可直接建立同步旋转dqz坐标系下的零序电流iz的微分方程:
考虑到实际UPS并联供电系统逆变单元的开关特性,根据等效前项差分原理对式(9)进行离散化建模,得
式中分别为第k、第k+1时刻的UPS并联供电系统零序电流分量。
至此,可求得k时刻精确抑制UPS并联供电系统零序环流的零电压矢量修正量为
式中为零序电流分量期望值。
3 实验验证
基于无差拍控制的井下UPS并联供电系统整体控制结构如图4所示,系统包括UPS控制电路、UPS逆变电路和负载电路3个部分。UPS并联供电系统采用共用电压外环,并以CAN总线形式向各UPS模块分配有功、无功电流的期望值i*dq。各UPS模块具备独立的电流内环,即PWM调制模块,此外,本文引入的无差拍控制器可有效抑制UPS并联供电系统的零序环流,保证各UPS模块有效均流。
为了验证所提无差拍控制环流抑制方法的可行性和有效性,搭建了2×35kW UPS并联供电系统实验样机。
井下UPS并联供电系统稳态性能测试结果如图5所示。图5(a)中,uinv为UPS模块输出电压,uout为LC正弦滤波器后端输出电压。由图5(a)可知,LC滤波单元有效消除了UPS逆变单元中的高频谐波分量,UPS模块输出电压满足幅值稳定、正弦度高的电能指标。图5(b)中,ia为UPS模块A相输出电流,iz为双UPS模块之间的零序环流。UPS模块工作在满载状态,电流幅值达到54A,零序环流iz的最大幅值仅为5A,占UPS模块额定值的9.26%,双UPS机组均流特性良好。图5(c)为UPS模块输出电压uout频谱分析结果,其中电压总畸变率为4.2%,且3、5、7次低频谐波分量低,满足IEEE-754对UPS电源提出的指标要求。
井下UPS并联供电系统动态投切测试结果如图6所示。图6(a)中,在25ms时,UPS并联供电系统由1号、2号双机协同供电切换至1号单机供电方式,此时,1号单机单独向负载通风机供电,起到冗余备用保护功能,承担负载通风机全部电流,三相电流幅值|iabc|也在该时刻阶跃为2倍。图6(b)给出了动态切换过程中UPS模块内部A相输出电流ia和UPS模块之间零序环流iz的解耦过程,可以看出满载切换过程耗时仅为3ms,且零序环流iz并未出现瞬时突增、突减问题,可见无差拍控制的井下UPS并联供电系统动态性能优异;图6(c)为不同负载、不同功率因数特性下UPS并联供电系统自恢复时间统计结果,当功率因数cosφ=0.2时,出现响应时间峰值,即便如此,该值也仅为5ms,满足矿山设备动态备用供电响应时间要求。
4 结语
为了满足煤矿井下恶劣环境对UPS供电系统可靠性、自恢复性的特殊要求,提出了一种井下UPS并联供电系统无差拍环流抑制方法,并基于2×35kW UPS并联供电系统实验样机对该方法进行了验证与分析。实验结果表明,该方法具备优异的零序环流抑制效果,且仅需2~5ms即可实现井下UPS并联供电系统的在线自恢复。
摘要：为了提升煤矿井下UPS供电系统的可靠性,提出了井下UPS并联供电系统无差拍环流抑制方法。首先,建立了UPS并联供电系统拓扑结构的等效离散数学模型,并重点分析了UPS并联供电系统中存在的零序环流问题;然后,引入非线性无差拍控制器对零序电流进行平抑处理;最后,通过2×35kW UPS并联供电系统实验样机对该方法进行验证与分析。实验结果表明,该方法可有效抑制井下UPS并联供电系统的零序环流,且仅需2~5ms即可实现UPS并联供电系统的冗余性恢复。
关键词：矿井UPS并联供电,不间断电源,环流抑制,无差拍控制
参考文献
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并联供电线路 篇6
在我国的高压输电线路中,由于无功平衡和限制工频暂时过电压的需要,线路中配置了并联电抗器,因此在高压以及超高压输电线路采用中性点小电抗来抑制潜供电流的方法十分普遍[1,2,3,4,5,6,7,8,9]。
本文以我国在建的淮南-上海同塔双回特高压输电线路为例,针对4种不同形式的中性点小电抗补偿方案,采用PSCAD/EMTDC仿真软件进行计算,分别对不同故障类型、不同故障点位置等情况的潜供电流进行计算分析与比较,最终得到抑制潜供电流效果最好的一种补偿方案。在此基础上,推荐2种补偿效果好、经济性较高的接线方式协调配合补偿方案,称之为混合补偿方案。
1 补偿原理及计算公式
1.1 同塔双回线路中性点小电抗的补偿原理
故障相潜供电流由容性分量和感性分量共同组成[10,11]。容性分量是健全相电压通过双回线路的相间和回间耦合电容的静电感应而产生的。感性分量是健全相的电流通过相间和回间互感的电磁感应而产生的。其中,容性分量占很大的比重。通过合理的补偿,可以部分或完全消除容性分量。感性分量与故障点的位置有关,很难用补偿的方法加以消除。
同塔双回线路对地、相间和回间容纳如图1所示,图中BCg、BCh、BCi分别是双回线路的对地、相间以及回间的容纳。回间容纳BCi总共有9个,图中只画出了其中3个。图中的A、B、C表示第Ⅰ回线路的A、B、C三相,D、E、F表示第Ⅱ回线路的A、B、C三相。将并联电抗器及中性点小电抗通过星网变换可以得到等效到线路侧的对地、相间及回间感纳BLg、BLh和BLi,使等效的相间感纳BLh和回间感纳BLi完全补偿相间BCh和回间的容纳BCi,即令BLh=BCh、BLi=BCi,使得双回线路相间和回间的等效电纳为零,因此潜供电流的电容分量降到最小,进而将潜供电流限制在很小的范围内。
1.2 中性点小电抗计算公式
同塔双回线路并联电抗器中性点小电抗的补偿电路有4种类型,如图2所示。
其中,补偿方案(以下简称为方案)1是双回线路中性点小电抗补偿的研究中提到较多的一种。当Xm=0或Xn=0时,方案1分别转化为方案3或方案4。方案2是目前使用较少的接线结构。
为了推导图2所示4种方案的补偿电感计算公式,首先在3相单回线路的3序分量的基础上,引出了双回线路的6序分量如表1所示。表中0、1和2序分别代表零序、正序和负序。其特性是各序分量大小相等,相位相同,简称双回同相;3、4和5序,同样代表零序、正序和负序,其特性是第Ⅱ回线路的向量与第Ⅰ回线路中的向量大小相等,相位相反,简称为双回反相[12]。
6序电压表达式为
式中α=1∠120°,α2=1∠240°=1∠-120°。
将式(1)中的电压U换成电流I,则式(1)可变为6序的电流计算式。正常运行时,双回线路对称,因此1、2、4和5序的阻抗(或导纳)相等,而0、1和3序阻抗(或导纳)不同。正序(1序)是正常操作的情况。式(2)给出另外双回线路补偿结构中的0、1、3序电纳,式中正序补偿度k=BL1/BC1,而正序容纳BC1=
下面推导各种方案中性点小电抗的计算公式。
a.方案1。根据6序分量法[12],方案1所示的电路等效到输电线路侧的0、1和3序电抗可表示如下:
又因为XL0=1/BL0,XL1=1/BL1,XL3=1/BL3,联立求式(2)和式(3),可得到方案1并联电抗器和中性点小电抗的计算公式如式(4)、式(5)所示,对于同一线路,4种方案中并联电抗Xp都一样,因此后面几种方案只给出中性点小电抗的计算公式。
同理,可以求出其他3种方案中性点小电抗的计算式。
b.方案2。中性点小电抗的计算公式为
c.方案3。计算公式为
d.方案4。该方案是2个单回补偿,补偿时没有考虑回间补偿,相当于方案1中的BCi为0,即
根据以上公式,只要已知线路的电容参数和线路的正序补偿度k,就可以求出4种补偿结构下的中性点小电抗值。
2 实例计算
以淮南-上海特高压同塔双回输电线路为例,确定中性点小电抗的取值范围。该工程采用逆相序导线排列,全线为一个等距循环换位。淮南-皖南线路长326.5 km,皖南-浙北长151 km,浙北-沪西长165 km,总长642.5 km,淮南-皖南段每回线路首末端各有一组并联电抗器,而皖南-浙北及浙北-沪西段线路并联电抗器每回线路只装一组,其中一回装设线路首段而另一回装设在线路末端,如图3所示。
在PSCAD/EMTDC仿真软件中建立仿真模型,其中,电弧模型根据主电弧和潜供电弧2个燃弧过程建立[13,14]。线路模型采用PSCAD/EMTDC中的频率相关模型。
2.1 中性点小电抗取值范围的确定
以淮南-皖南段为例,计算4种方案下的中性点小电抗数值。该段线路的对地、相间以及回间电容分别为Cg=0.005μF/km,Ch=0.001 93μF/km,Ci=0.001 2μF/km,正序补偿度k=0.806。代入式(4)~(8)计算出4种补偿方案下的并联电抗和中性点小电抗的数值如表2所示。
表2中计算值理论上补偿效果最佳,由于存在线路电容参数的测量误差和小电抗的制造误差,以及推导小电抗公式时假定的电容参数是集中参数,但测量给出的电容是分布参数等原因,计算的小电抗可能偏离限制潜供电流和恢复电压的最佳补偿值,而并联电抗器的大小是固定不变的,只有通过改变中性点小电抗的值来将潜供电流限制到最小。因此,需要确定小电抗合理的取值范围,为实际工程中小电抗的选择提供参考[15]。然而,实际工程中淮南-皖南段采用图2中方案4的补偿方案。以实际工程为例,推导中性点小电抗的取值范围。
对于第4种补偿,相间补偿度kh以及对地补偿度kg分别为
当kh=1,相间电容和相间补偿电感之间发生并联谐振,此时的小电抗记作Xm=Xmh;kg=1,对地电容和对地补偿电感之间发生并联谐振,此时的小电抗记作Xm=Xmg。由式(9),kh=f(Xm)是一个增函数,而kg=f(Xm)是一个减函数。因此可以得到:
Xm
Xm>Xmh时,kh>1,相间电纳呈感性;
Xm
Xm>Xmg时,kg<1,相对电纳呈容性。
正常情况下,输电线路一般采用欠补偿,即k<1,Xp>XC1。小电抗取Xmh时,XL0>XC0,所以,Xmg
在欠补偿运行条件下,当Xm
假设故障发生在A相,如果小电抗的取值满足Xmg
分别求得Xmg、Xmh则小电抗的取值范围是199
2.2 小电抗优选参数的确定
通过已搭建的仿真模型,当第Ⅰ回线路A相的首段故障时,计算出不同小电抗值时的潜供电流、恢复电压以及熄弧时间如表3所示,与之对应的潜供电流及恢复电压随小电抗变化曲线如图5所示。表3中Ij表示潜供电流的工频有效值,UR为恢复电压,ts为熄弧时间。
由图5可见随着小电抗的增大,潜供电流和恢复电压先减小,后增大。在Xm=559Ω时,潜供电流和恢复电压均最小。因此可以得到由上述公式求出的小电抗最优值,在仿真时能将潜供电流抑制到最小。前面提到的线路电容参数的测量误差和小电抗的制造误差,在仿真时可以忽略,只有线路电容的分布参数可能使计算出的最优值造成偏差。而仿真结果却说明了,线路电容分布参数的使用对潜供电流影响很小,所以在进行4种方案仿真比较时均采用表2给出的计算值。
3 4种方案的仿真计算与比较分析
分别对4种方案下,不同故障类型不同故障点位置时的潜供电流进行综合分析。
3.1 4种方案在不同故障类型下的计算结果
本文提到的不同故障类型有:I回A相单点故障(I回A故障),2点同名相(I回A相、Ⅱ回A相)故障,2点异名相(I回A相、Ⅱ回C相)故障,分别计算出3种故障类型下的潜供电流、熄弧时间如表4所示。X指故障点与线路首段的距离。2点同名相(I回A相、Ⅱ回A相)故障时,由于线路是完全对称的,只列出I回A相的仿真结果,而2点异名相(I回A相、Ⅱ回C相)故障时,由于Ⅱ回C相的潜供电流相对较大,只列出Ⅱ回C相的仿真结果。3种故障类型下,潜供电流与故障点位置的关系曲线如图6所示。
3.2 4种方案的综合比较分析
a.从以上数据得到,潜供电流随着故障点位置的不同,总体变化趋势为首段和末端相差不大,中间最小。3种故障类型中,2点异名相故障时,潜供电流数值最大,情况最为严重;单点故障时潜供电流最小。熄弧时间都在1 s之内,满足条件。
b.采用方案1、方案3及方案4时潜供电流都比较小,而且相差不大。方案2与别的相比,潜供电流最大,而且电路结构复杂,投资最大,所以很少使用。
c.在方案1、方案3以及方案4中,单点故障时,方案1的潜供电流最小;2点异名相故障时,情况最为严重,方案3的潜供电流最小。然而,单点故障在3种故障中所占比重最大,在90%以上,换言之方案1能将发生几率最大的故障的潜供电流限制到最小,同时也能将最严重情况的潜供电流抑制在一个很小的范围,使输电线路满足重合闸的条件。所以,方案1是一种最理想的补偿方案。方案3优于方案4。
d.虽然很多时候方案1在限制潜供电流时效果很显著,而在实际工程中,没有必要在线路的首末端都将补偿设备装设成方案1的形式。所以,为了安装简单,维护容易,节能减材方面的考虑,提出了在线路的一端用方案1来补偿,另一端用方案3,本文中,该方法称之为混合补偿方案。
3.3 混合补偿方案的提出
单点故障概率最大,混合补偿方案的数据只给出了单点故障的,如表5所示。
混合补偿的情况下,潜供电流的大小和方案1、方案3的比较接近,在两者之间。熄弧时间亦在两者之间。而且混合接线方案节省材料,安装简单,维护容易,综合经济性和技术性指标,混合方案总体效果变好了。因此,混合补偿是一种有竞争力的补偿措施,可以作为工程中的一种备选方案。
4 结论
针对同塔双回特高压输电线路,提出了4种并联电抗器接中性点小电抗抑制潜供电流的方案。给出了合理选择中性点小电抗的计算公式,并且提供了计算小电抗取值范围的方法。以我国在建的淮南-上海特高压交流输电工程为例,计算4种方案的潜供电流,进行分析比较最终得到,方案1是最优补偿方案。在此基础上,提出方案1和方案3混合补偿的方法,作为一种实用的备选方案。
摘要：对特高压同塔双回线路中的并联电抗器中性点接小电抗补偿潜供电流的方法进行了研究,分析了该方法补偿潜供电流的原理,得到了4种不同补偿方案下的中性点小电抗的计算公式。以淮南-上海的同塔双回特高压输电线路为例,针对实际线路中的所采用补偿方案,确定出中性点小电抗的取值范围。使用PSCAD/EMTDC仿真软件搭建数学模型,通过计算潜供电流、熄弧时间等主要的技术指标,从中选出抑制潜供电流效果最好的一组中性点小电抗参数。使用优选出的参数,分别对4种方案在不同故障类型、不同故障点位置的潜供电流进行综合比较分析,得到一种最优的补偿方案。并结合补偿效果和经济性,推荐了混合补偿方案,给设计者提供一个有价值的参考。