直流母线（精选7篇）
直流母线 篇1
本文在电力系统的安全接地规范的基础上, 提出了一种高电压直流供电条件下的正负传输母线浮地安全系统, 分析了这种安全系统的工作机理, 通过模拟试验对此系统的安全性进行验证, 并提出了相应的安全防护措施。
用电安全防护的基本要求
用电安全防护的参考要素
用电安全防护一般有以下四个参考要素。
电气绝缘。保持配电线路和电气设备的绝缘良好, 是保证人身安全和电气设备正常运行的最基本要素。电气绝缘的性能是否良好, 可以通过测量其绝缘电阻、耐压强度、泄漏电流和介质损耗等参数来衡量。
防直接接触。指防止人体、物体等好、直接接触带电体而发生危险的措施或留有足够安全可靠的距离。
安全载流量。导线的安全载流量, 是指允许持续通过导体内部的电流量。持续通过导体的电流如果超过安全载流量, 导体的发热将超过允许值, 导致绝缘损坏, 甚至引起漏电和发生火灾。因此, 根据导体的安全载流量确定导体界面和选择设备是十分重要的。
电击防护。当系统因绝缘损坏等异常情况下, 人体可能发生接触带电而采取的防护措施。如过载、漏电保护等措施。
只要在供电系统设计时, 对以上规定的几个方面都有符合规范的应对措施, 不论电压的高低, 一般情况下, 系统就可以认为是安全的。
GB14050-2008对于我国供电系统接地方式的规定
GB14050规定了我国交流供电系统可以采取的IT、TT、TN三种接地方式, 以及不同接地方式应采用的相对应保护措施。TT又称保护接地系统, 可以降低设备外壳带电带来的危险性, 但是自动开关不一定能够跳闸, 造成漏电设备的外壳对地电压高于安全电压。TN在设备外壳带电时, 接零保护系统能将漏电流上升为短路电流, 使断路器脱扣, 从而使故障设备断电。TN-C使用工作零线兼作接零保护线, 只适用于三相负载基本平衡的用电场合;TN-S把工作零线和专用保护线PE线分开;供电现场前部分使用TN-C、后部分使用TN-S, 并在系统后半部分总配电箱分出PE线, 统称TN-C-S供电系统。IT在短距离供电时, 安全性高、可靠性高, 长距离送电时, 考虑到分布电容的影响, 不适用IT方式。
对应于GB14050规定的交流系统接地方式, 直流系统也可以采用相对应的三种接地方式, 如图1所示:IT系统即电源端直流母线对地绝缘、用电设备端外壳绝缘;TT系统即电源端直流母线负端接地、用电设备端外壳接地;TN系统即电源端直流母线负端接地、用电设备外壳接地且母线负端接外壳。
直流供电系统接地方式选择
系统接地方式的选择是系统安全的重要保障, 一直以来, 在广大技术人员中一直存在着这样的误区:一、认为将设备金属外壳接地, 就安全了;二、外壳接地了, 如果发生相线或直流正端碰壳, 短路电流可以使开关跳闸保护。
事实上某些接地方式下, 如IT和TT系统, 由于接地电阻的存在, 外壳接地产生的短路电流无法使前端开关产生跳闸保护, 设备外壳会长期处于带电状态。IT系统 (即中心点或直流负端对地绝缘系统) 发生接地故障 (俗称碰壳) 时, 接触电压低, 对人身不构成伤害, 供电持续性不受影响, 是供电要求持续性要求较高场所首选的接地方式, 如医院手术台、重要装备等。而TT系统发生接地故障时, 接触电压高, 对人身安全构成威胁。在TN系统中, 由于直流负端接设备外壳, 当发生接地故障时, 相当于正负之间直接短路, 短路电流可以使开关跳闸保护, 但TN系统会给复杂装备的电磁兼容设计带来相应的难题。
一般来说, 对于低于36V的直流系统, 可采用图1中的TN系统;高于100V的场所建议采用图1中的IT系统, 可兼顾设备供电持续性和人身安全防护要求。直流供电的IT方式也俗称为直流供电母线浮地系统。
直流供电母线浮地系统的模型
直流供电母线浮地系统的模型
在直流大功率场合 (如图2所示) 中, 供电系统要求与电网隔离, 电网电压经过隔离变压器, 整流滤波后, 由500V供电母线送到分布式供电单元, 给终端供电。采用隔离变压器的目的是使直流系统的接地方式不受市电接地方式的影响, 接地方式相对独立。在电网侧, 采用普通电力系统的安全保护方式, 低压直流侧采用负端接地方式, 确保设备和使用人员的安全性;中间母线供电采用对地绝缘的浮地系统。适用于系统规模相对较小、输电距离限于一定区域的场合。
直流供电母线浮地系统的安全性分析
图3模拟了直流供电母线浮地系统正端接壳现象, 其中, Rb为人体电阻, Re为安全接地电阻, 取10Ω, Z+、Z-。供电母线正端发生意外, 搭碰负载外壳时, 存在接触电阻, 即正端搭壳故障电阻Rm。当Rm=0时, 称供电母线正端完全搭壳。等效电路如图4所示。
按GB13870中的直流500V大面积接触情况下的测试结果, 95%的人体电阻为1125Ω, 5%的人体电阻为625Ω, 人体电阻Rb取625Ω, Re为安全接地电阻, 取10Ω, Z+、Z-为对地绝缘阻抗, 极端恶劣情况下, 按0.01MΩ计算。Rb、Re和Z+的并联等效电阻记为R, 则通过人体的电流为:
根据以上公式, 人体接触带电壳体时, 通过人体的电流约为7.87m A, 远低于人体可以承受的电流, 对人体不构成伤害。可见, 直流供电浮地系统是个相对安全的系统。
直流供电母线浮地系统的安全性验证
为研究和验证直流供电母线浮地系统的安全性, 模拟在整流输出母线 (负端) 接地和不接地两种情况下, 分别考察正负端对地绝缘下降和正端发生接地故障, 通过改变人体 (模拟) 电阻值, 测量通过人体 (模拟) 电流值和所承受的电压值, 如图5。
据此, 可以搭建如图4所示试验电路。
为了比较直流供电母线浮地系统与端接地系统的安全性, 试验分为五项, 依次改变正负端对地绝缘阻抗Z+、Z-和搭壳故障电阻Rm与模拟人体电阻Rb, 比较各项试验条件下通过人体的电流值。
母线正负端对地绝缘, 正端 (搭接机壳) 搭壳故障
此项试验, 要求母线正、负端对地分别为理想绝缘和绝缘下降两种情况。理想绝缘时, 模拟供电系统绝缘最优情形, 正/负端对地绝缘阻抗为无穷大;绝缘下降时, 模拟供电系统绝缘恶劣情形, 正/负端对地绝缘阻抗为0.01MΩ。在正端搭壳, 接触电阻为0时, 进行试验, 测得试验数据, 见表1。
母线负端不接地, 正、负端对地绝缘下降, 正端 (搭接机壳) 搭壳故障
此项试验, 要求母线正、负端对地绝缘下降, 正端500Vdc+意外搭壳。正端搭壳处有接触电阻, 模拟在接触电阻Rm为不同数值时, 观察人体安全性指标 (Ib, Rb=625Ω时) , 测得试验数据, 见表2。
母线负端不接地, 正、负端对地绝缘下降, 正端 (搭接机壳) 搭壳故障
此项试验, 要求正、负端对地绝缘下降, 正端500 Vdc+意外搭壳。正端搭壳处有接触电阻, 模拟在接触电阻为不同数值时, 观察人体安全性指标 (Ib, Rb=1125Ω时) , 测得试验数据, 见表3。
母线负端接地, 正、端对地绝缘下降, 正端 (搭接机壳) 搭壳故障
此项试验, 要求正端对地绝缘下降、负端接地。正端搭壳处有接触电阻, 模拟在接触电阻为不同数值时, 观察人体安全性指标 (Ib, Rb=625Ω时) , 测得试验数据, 见表4。
母线负端接地, 正端对地绝缘下降, 正端 (搭接机壳) 接地故障
此项试验, 要求母线正端对地绝缘下降、负端接地。正端搭壳处有接触电阻, 模拟在接触电阻为不同数值时, 观察人体安全性指标 (Ib, Rb=1125Ω时) , 测得试验数据, 见表5。
试验结论
通过模拟试验对直流供电母线浮地系统进行了验证, 得出以下结论试验。
供电系统应做好设备的电气绝缘、防直流接触、安全载流量、电击防护, 要求操作人员按规范作业, 设备及操作人员的都是安全的。在现场操作中, 可能会发生一些偶然事件, 增大设备的危险性, 使人员可能受到电击, 对于这种情况, 在进行安全性设计时, 应考虑到采用合适的接地方式。
由表1、表2、表3可以看出, 在直流供电母线浮地系统中, 正、负端对地绝缘良好时, 人体意外接触机壳, 通过人体的电流最大不超过7m A, 远远小于安全规范所要求的150m A。此时在生理感觉上, 通常无反应, 只有在开关接通或断开时, 可能会有轻微针扎痛感。
由表4、表5可以看出, 在直流供电母线浮地系统中, 正端对地绝缘良好时, 人体意外接触机壳, 通过人体的电流随着正端碰壳接触电阻的减小而增大 (如图6所示) 。在接触电阻减小到32Ω时, 通过人体的电流会超过150m A (此时Rb=625Ω) , 达到危险指标。此时, 人体通常不会发生器质性损伤, 但是随着电流和时间增加, 可能发生心脏内心电冲动的形成和传导有可以恢复的紊乱。当电源正端完全搭接在外壳上 (即接触电阻为0时) , 通过人体的电流将大大超过300m A, 会出现致命危险。
因而, 直流供电母线浮地系统, 负载端外壳安全接地, 此接地方式允许电源正端长期碰壳, 即使人体意外接触负载外壳时, 通过人体的电流远小于人体允许的安全电流。此接地方式相对于负端接地系统安全性高, 可以用在直流500V以上的供电系统中。
直流供电浮地系统防护措施
通过以上分系统可知, 在采用直流供电母线浮地系统时, 保持正常的电源正负端对地绝缘电阻是系统安全运行的保证。
因此, 直流供电浮地系统中必须加装绝缘状态监视告警装置, 用以监测系统中母线的绝缘情况, 便于及时排除绝缘下降或母线意外碰壳故障。同时增加直流漏电保护装置, 避免绝缘下降带来的漏电危险。
绝缘监测系统
可选取ABB绝缘监测模块CM-IWN-1。CM-IWN-1用于对地隔离系统母线安全性的检测, 通过互相独立地测量正负母线对地绝缘阻抗的大小, 判断系统绝缘状态。工作原理如图8所示:绝缘监测器CM-IWN-1检测端分别直接连接在两根母线和大地上, 对母线对地绝缘电阻值进行实时监测, 并与参考值--绝缘响应门限比较;CM-IWN-1可以设置多种绝缘响应门限 (10Ω~110KΩ) , 当母线对地电阻小于设定的门限电阻值时, 继电器动作, 同时LED指示灯示红。
直流漏电保护
通过检测直流输出端共模电流来判断是否有漏电流, 当500V直流线间存在漏电阻时, 图9所示电路可实时监测漏电流大小, 当漏电流超过人体安全电流30m A时, 指示灯亮报警, 关断直流侧断路器。
结束语
本文分析供电系统已有的安全接地方式, 提出了一种直流供电条件下的正负母线浮地系统以及直流母线浮地系统的安全防护措施, 并通过模拟试验验证了系统的安全性。
直流母线 篇2
直流场单极除了高压直流母线电压(Ud H,额定值800 k V)、中性直流母线电压(Ud N,额定值0 k V)两个电压监测点外,还有一个高、低端阀组间中压直流母线电压(Ud M,额定值400k V)监测点,如图1所示。
中压直流母线电压Ud M,作为高端阀组低压侧和低端阀组高压侧的电压,在阀组控制系统中参与电流差值和电压差值的计算,得出触发角;在阀组保护系统中直接作为换流器开路(直流过压)保护判据使用量。若Ud M测量数据异常, 对控制和保护系统均会造成影响。本文根据楚穗直流两起实际发生的Ud M测量数据异常造成高低端阀组过压保护动作、电压控制功能异常进而引发直流闭锁事件,分析了Ud M测量数据异常原因及相应改进措施。
1直流场中压母线电压
1.1在控制系统中的作用
正常运行时,整流站处于电流控制模式, 它是通过计算目标电流与实际电流差值,控制触发角大小的控制模式。由于高低端阀组串联, 高低端组控的电流参考值由极控同时下发,大小相等。在进入组控后还需要考虑电压平衡控制模块输出的电流调制量的调节。阀组电压平衡控制功能输出值,它采集一个极的两个串联阀组的出口电压,根据两个串联阀组的出口电压差对电流参考值进行修正,从而保持两个串联阀组运行电压差一致。
正常运行时,高低端两个阀组的直流电压相等。Ud M测量异常将偏离400 k V,如Ud M偏小, 控制系统判定两阀组直流电压不平衡,则高端阀组输出电压Ud H-Ud M大于低端阀组输出电压Ud M- Ud N,控制触发角的调节器输出为正,此输出取反后送给高端阀组控制系统,使高端组控的电流参考值减小,以增大高端阀组的触发角,使高端阀组电压降低;送给低端组控值为正,使低端组控的电流参考值增大,以减小低端阀组的触发角, 使低端阀组电压升高。
同理,若Ud M偏大,低端阀组增大触发角数值, 高端阀组减小触发角数值。高低端阀组控制系统的一升一降导致两阀组的角度差的出现。此时, 高低端阀组运行在不同的触发角状态下,整流产生的谐波次数幅值均不同,叠加后在Ud M测点处出现高电压,危及设备绝缘。
一般而言,测量、保护、监控系统均配置双套, 两套测量系统对应两条数据总线TDM,TDM 1的数据被控制系统1和保护系统1使用,TDM2的数据被控制系统2和保护系统2使用。若任一测量系统故障,监控系统能迅速自动切换至另一正常测量系统。
1.2在保护系统中的作用
阀组过压保护判据直接用到了Ud M值,具体如下。
Ⅰ段判据:当高端阀组Ud H-Ud M> 0.515 p.u且Idc H= 0,或低端阀组Ud M-Ud N> 0.515 p.u且Idc H= 0, 延时40 ms闭锁阀组;
Ⅱ段判据:当高端阀组Ud H-Ud M> 0.52 p.u, 或低端阀组Ud M-Ud N> 0.52 p.u,延时1 000 ms闭锁阀组;
Ⅲ段判据:高端阀组Ud H-Ud M> 0.775 p.u,或低端阀组Ud M-Ud N> 0.775 p.u,延时40 ms闭锁阀组。
由此可见,若Ud M测量值出现异常,将直接导致保护动作误闭锁阀组,对直流输电影响极大。 在工程实践中同时运行的两套保护,当其中一套保护元件判据满足定值时,在保护逻辑上采取了出口前预告警并切换TDM总线的处理方式,采用另一总线数据若判据仍然满足,该套保护才会动作出口,保证了单一测量系统故障不应导致保护误动作。
2实例分析
Ud M偏低引起高端阀组跳闸案例
楚雄换流站极Ⅰ双阀组金属回线方式运行,极Ⅰ高端阀组第二套保护Ud M从373 k V瞬时跌落至160 k V,保持1.028 3 s,在这段时间内Ud H的值为772 k V,Ud H和Ud M做差值,(Ud H-Ud M)>0.52 p.u(416 k V),满足保护定值。
根据设计原理,单一测量系统故障不应导致保护误动作,为此,在保护逻辑上采取了出口前预告警并切换TDM总线的处理方式。从TFR录波(图2)可见,在极Ⅰ高端阀组第二套保护发出ESOF(紧急停运)命令前,切换了TDM总线, 但是保护系统2的Ud H-Ud M值仍没有反应实际情况,满足保护动作条件,预告警延时结束后,发出ESOF命令,闭锁高端阀组。
经检查极Ⅰ测量的两套测量系统屏,未发现测量设备告警,光纤通道指示灯也正常,初步可以排除测量屏内板卡和光纤通道异常,排除以上可能,则故障范围缩小到极Ⅰ 400 k V母线分压器。分压器内的3块OPT5(光电传感器)分别送测量系统1、测量系统2和备用,用万用表测量三块OPT5对应的电压值,发现测量系统2的OPTO5已损坏,接入备用OPT5后测量值恢复正常。
通过分析保护逻辑可知,保护达到延时前3ms的时候发预告警进行测量系统切换。但是,在测量系统切换之前,Ud H和Ud M的差会经过256个周期的求平均值处理,已经达到一个稳定值, 测量系统切换后的3 ms不足以将256个周期的平均值降下来,没有及时跟随切换后的Ud M实际值, 导致保护在测量系统切换后仍动作出口,造成单阀组或单极闭锁。
3结束语
楚雄站极Ⅰ高端阀组过压保护到达延时前3ms的时候发预告警进行测量系统切换。在切换之前,Ud H和Ud M的差经过256个周期的求平均值处理,已经达到一个稳定值,测量系统切换后的3 ms不足以将256个周期的平均值降下来,导致保护仍动作出口,造成阀组闭锁。将该逻辑改为当发生TDM总线切换时,取消对Ud H和Ud M的差求平均值,直接将Ud H和Ud M的差作为输出, 进入保护判据模块中进行计算,即可解决测量系统切换后保护数据不能及时跟随的问题。并通过FPT试验对修改后的逻辑进行了详细的仿真验证, 证明了更改该逻辑不影响保护正常运行。
根据中压母线电压Ud M测量值异常案例可知, 光电传感器故障是测量系统异常主要原因之一[2,3], 通过完善阀组过压保护逻辑,使其数据在切换测量系统TDM总线后可以及时刷新,避免了单一TDM总线故障时阀组过压保护动作出口闭锁阀组。
需要指出的是控制系统并没有判断出光电传感器异常导致的Ud M数据异常,异常Ud M值仍能作用于控制系统,引起错误的控制动作。因此, 还需要通过特高压直流控制设备功能性试验和现场运行调试,完善特高压直流工程的控制系统, 提高特高压直流系统安全稳定运行的能力。
参考文献
[1]蒋大海,李宝香,杨敏,等.TDM总线在高压直流输电中的应用[J].电力系统保护与控制,2010,38(23):238-240.
[2]王超,周翔胜,汪洋.云广±800 k V直流输电工程直流测量系统异常情况分析[J].南方电网技术,2010,4(5):36-38.
共直流母线系统加载实验台的研究 篇3
大功率传动设备的加载实验是验证设备性能的主要手段[1]。目前,大多数传动设备的加载实验都是通过电动机拖发电机,发电机加负载电阻的形式实现加载实验,这种方案把电能转换为热能,消耗了大量的电能,尤其在需要重复性实验的场合中电能的浪费尤其突出[2,3,4]。
随着电力电子技术的不断发展,很多新型的加载实验平台涌现出来。本文利用先进的电力电子技术,建立了共直流母线系统加载实验台,使负载消耗的机械能转化为电能,回馈到直流母线处,重新为驱动电机提供驱动用的电能,使能量循环利用,节约大量电能。
1 共直流母线系统的工作原理
通常意义上的异步电机多机传动系统包括整流桥、直流母线供电回路、若干个逆变器,其中电机需要的能量由逆变器提供。在多机传动方式下,电机制动运行时回馈能量就回馈到直流回路。通过共用直流母线回路,这部分回馈能量就可以消耗在其他运行在电动状态的电机上。如果对制动要求特别高,只需在共用直流母线上并上一个制动单元即可。图1为典型的共用直流母线的制动方式,M1是处于电动状态,M2处于发电状态。VF2通过共用直流母线方式与VF1的直流母线相连。在此种方式下,M2处于电动时,所需能量由交流电网通过VF1的整流桥获得;M2处于发电时,回馈能量通过共用直流母线由M2的电动状态消耗。
2 共直流母线系统加载实验台实验方案
本实验平台是通过电气控制系统对被试产品进行功率实验,主要验证满功率运行时的各种性能指标是否满足需求。实验系统由动力驱动系统、加载发电控制系统、测控系统和监控系统组成。动力驱动系统和加载发电控制系统采用VACON共直流母线系统驱动交流变频电机[5,6]。实验系统共需4 台电机,1 台1MW电机作为驱动电机工作在电动状态,其他3台电机(1台500 kW、2台355 kW)作为加载电机工作在发电状态。每台电机的工作状况可以独立控制,可根据不同实验内容,进行设定。
2.1 功率回路系统构成
共直流母线加载实验台的具体电气系统框图如图2所示。系统采用直流公共母线运行方式,加载电机将产生的电能回馈到直流母线被驱动电机使用,达到较好的节能效果,实现电能在系统内部循环。
实验台采用电网10 kV的工频交流电供电,经过高压开关柜进行隔离后送到变压器的一次侧,变压器输出有两套二次侧绕组(Y接、Δ接),两组三相之间相差30°,构成12脉波整流,两套整流装置整流后并联输出直流母线电压,再由驱动逆变器将直流电逆变为频率可调的交流电驱动电机,电机采用转速闭环的方式运行。变压器的星型绕组中性点不接地,因为一旦接地会将三角形绕组的电压升高且不稳定,直接影响系统的使用。
在进行增速箱实验时将2台355 kW和1台500 kW电机串联起来作为加载部分,驱动电机与被试减速器、加载电机之间依次机械联接,当进行液力变矩器实验时将2台355 kW电机与液力变矩器的两个陆地驱动轴连接,将500 kW电机与变矩器的水上驱动轴连接,由加载变频器控制加载电机给被试产品加载,控制加载电机工作在发电状态,控制方式采用闭环转矩方式。加载电动机发出的电能通过加载逆变器回馈到系统的直流母线侧,再向其它的驱动逆变器供电,系统能量内部循环,外部电网只提供系统启动及电气损耗、机械损耗,约占系统功率的20%～30%。
1) 系统整流部分由VACON公司NXN系列整流器配合LC滤波器组成。
整流器将输入的12脉冲交流电变换成直流电供给共用直流母线。NXN整流前端相对于双向整流前端有体积小,控制简单的优点。中间直流母线可接入一个(单机传动)或多个逆变器(多机传动)。LC滤波器用来抑制交流侧电压和电流谐波。
2) 系统逆变器采用芬兰VACON公司NXI系列的INU逆变器。
系统采用双向供电的INU单元用于对电机的控制,在电动状态INU单元可以将电能从直流母线传递给电机,在发电状态INU单元可以从电机传递到直流母线。NXI系列的INU单元允许以电动模式和发电模式进行整个功率范围的能量转换。从电动功率模式到发电功率模式的转换毫秒级,且转换过程连续无滞后,可以满足系统的实验控制要求。为了实现快速停车系统还配置了BCU制动斩波单元,当系统出现故障时,系统的惯性动能通过BCU单元迅速传递到制动电阻并转化成热能消耗掉。
2.2 系统控制方式
实验系统上位机采用Profibus-DP总线控制。原动机为1 000 kW电机,为提高控制精度,电机控制方式采用速度闭环矢量控制。加载电机由2台355 kW电机和1台500 kW电机串接组成,定义为主机与从机。要求在加载侧加编码器反馈,用于加载变频器实现闭环转矩控制。在进行加载实验之前首先要判断编码器的方向,一定要保证加载电机的编码器方向在没有翻转之前与转矩参考的方向相反,否则会产生两种情况:(1) 如果2台或3台加载电机的编码器的方向一致并与转矩参考方向相同时,将可能会导致加载或驱动电机的电流急剧上升,甚至超过电机的额定电流。(2) 如果多台加载电机的编码器方向不一致时可能导致2个加载电机互拖而不能给驱动电机加载。
当系统启动时,首先启动驱动电机,待驱动电机达到目标转速后,再启动加载电机。注意启动加载电机前一定将其转矩参考值降低到5%以下,以免产生交大的机械冲击。加载时要缓慢提高转矩参考,每秒不要超过3%。
主机与从机间采用光纤传递启动/停止以及转矩信息等。主机采用闭环转矩控制,转矩大小由上位机控制,从机也全部采用转矩控制模式。从机电机变频器也需编码器反馈才可达到转矩一致性能。
2.3 加载实验台系统的实验结论
加载实验台系统实测曲线如图3所示。
多功能加载实验台不但具备启动平稳无冲击、连续运行工作可靠、抗干扰性能好以及起、停、速度调节、紧停、工艺连锁可靠等优点外,根据不同要求还具有以下几方面的功能特点:
1) 运行平稳,控制转速精度不超过额定转速的±0. 5 % ,转矩精度不超过额定转矩±1 % ,符合实验系统的要求。
2) 控制灵活方便、调节灵敏等,参数显示直观。
3) 通讯监控或总线网络控制可靠,尽可能的降低通讯干扰。
4) 上位机界面可以显示参数、数据表格、生产报表,远程诊断及数据监控。
3 结束语
本文基于VACON系列变频器,建立了共直流母线加载实验系统,具有加载方便、控制灵活、运行性能好的特点。VACON共直流母线系统通过设置变频器参数实现较复杂的控制功能,可以满足复杂的控制要求,相比常规的加载实验电能被循环利用,节能效果显著,测试结果表明系统功率消耗只是常规加载方法的20%左右。
参考文献
[1]张厚生,李素玲,赵艳雷.能馈型双PWM变换器交流电子负载研究[J].电力系统保护与控制,2011,39(14):129-132.
[2]黄朝霞,邹云屏,王成智.基于PI控制的电力电子负载[J].高电压技术,2009,35(6):1451-1456.
[3]李芬,邹旭东,王成智,等.基于双PWM变换器的交流电子负载研究[J].高电压技术,2008,34(5):930-934.
[4]李宏才,韩雪,宋卫群.液力变矩器液黏零速加载实验系统的研制[J].实验室研究与探索.2011,30(3):23-26.
[5]张选正,张金远.变频器应用经验[M].北京:中国电力出版社,2006.
直流母线 篇4
直流接地危害很大, 有造成保护误动的可能。在变电站现场发生直流接地不及时处理, 发生两点接地有时造成断路器误跳闸或拒跳, 导致严重事故。下面以笔者工作维护检修管辖范围内的变电站为例, 对直流接地导致跳闸进行详细分析。
1 220k VA变电所运行情况概述
220k VA变电所内使用了国电南京自动化股份有限公司PST1200主变保护、许继电气股份有限公司WXH-811A线路保护、南京电力自动化设备总厂PSR662测控装置、国电南京自动化股份有限公司YQX-12P电压并列装置、南京南瑞继保电气有限公司RCS9651进线备自投装置、无锡斯达电器公司GZDW直流系统等二次设备。
2 直流接地拉路情况及110k V失电分析
2.1 直流接地拉路情况
2009年8月16日14时20分, XX变值班员接到调度员电话:A变二号直流屏绝缘降低报警, 通知人员至现场处理。
15时00分:值班员汇报调度员:绝缘监察装置提示为K1支路接地, 现场为“监控电源”回路 (主变、线路、公用测控等测控装置及电压并列装置直流电源) , 他们直接拉直流Ⅱ屏上K1支路出线空开, 看在线绝缘监测装置直流接地还是在报警, 送上K1支路出线空开 (拉开空开已经超过3秒时间) 。随后拉直流Ⅱ屏上K2支路出线空开 (1#主变第二路直流电源) , 此时听到电度表屏有报警声音, 送上K2支路出线空开。
15时17分:发现现场保护装置“PT断线”信号打出, 检查发现1号主变保护屏上操作箱中压侧开关在“跳位”, 所有110k V主变及线路电度表无压, 立即汇报调度员:1号主变701开关跳闸, 主变保护装置只有开关变位信号, 没有保护动作信号.然后接调度员命令:合上1号主变701开关。合上后“PT断线”信号消失, 运行正常。
2.2 处理直流接地情况
保护人员到变电所, 先查直流接地, 用万用表测量直流“+”对地显示为0V, 分路拉测控装置电源空开, 当拉开公用测控装置1ZK电源空开时, 万用表测量直流“+”对地显示为+110V, 送上1ZK电源空开。分别解开信号公共端800, 解开至220k V正母线PT端子箱电缆信号公共端800时, 直流电压恢复正常, 接好电缆线头;检查2147接地刀机构箱电缆, 查出至挂地线接地锁电缆有接地, 发现由于基础下沉导致镀锌管压破电缆芯线绝缘皮, 电缆芯线搭接到机构箱外壳上造成直流“+”接地。
2.3 开关跳闸检查
根据运行人员报告的情况:拉直流Ⅱ屏上K2支路出线空开 (1#主变第二路直流电源) 时, 1#主变701开关跳闸, 也听到室外开关动作的声音, 这样说明电源回路有问题。先检查主变保护两路电源, 从直流屏至屏顶, 到主变两套保护, 检查无异常无寄生回路;再检查跳闸回路, 外部跳701开关的有110k V母差保护和110k V汪浩线进线备自投, 110k V母差保护装置上无动作信号;检查110k V汪浩线进线备自投保护装置上跳闸和合闸灯都亮;再检查110k V汪浩线WXH-811A保护装置面板无动作信号灯亮, 汪浩线开关在跳位。
2.4 开关跳闸分析
2.4.1 220k VA变备用电源自投说明及动作原因
运行采用拉路法查直流接地时, 当拉开直流屏监控电源时, 变电所PT并列装置失去控制电源, 110k V压变二次电压回路断开, 备自投检测正负母线均无压, 开始启动, 由于当时主变110k V侧负荷很轻 (0.03A) , 负荷电流小于备自投有流闭锁定值, 备自投经3.1s正确动作跳开701开关后, 合上763开关。
2.4.2 事故整个过程
运行采用拉路法查直流接地时, 当拉开直流屏监控电源时, 变电所PT并列装置失去控制电源, 由于PT二次电压重动继电器为单位置型, 当直流消失时继电器返回, 110k V压变二次电压回路断开, 备自投检测正负母线均无压, 开始启动, 由于当时主变110k V侧负荷很轻 (0.03A) , 负荷电流小于备自投有流闭锁定值, 备自投有流闭锁不起作用, 3.1s备自投动作跳开701开关后, 合上763开关, 由于二次电压还没有恢复, 763开关合上后, 距离加速动作又跳开763开关, 造成变电所110k V失电。
3 整改方案
3.1 规范采用拉路法查找直流接地时拉路的方法
使用拉路法查找直流接地时, 至少应由两人进行。首先根据接地检测装置提示的支路, 先拉该支路的各分路开关, 再拉总开关, 不得直接拉停直流屏上的各支路开关;先拉先信号电源, 后控制电源。
拉路前一定要先清楚本路电源断开后, 会造成的保护和安全自动装置的不正常运行状态, 如可能造成保护及安全自动装置误动, 应做相应的安全措施后才能进行, 不能盲目的实施;压变的控制直流电源禁止拉停;雷雨天气时, 禁止拉路查找直流接地。
排查全市所有变电所, 对直流馈线支路拉路后是否会引起保护装置及安全自动装置误动进行一次排查和分析, 并在变电所运规中增加相应条款, 明文规定拉路的顺序并对运行和检修人员进行宣贯, 使运行和检修人员能熟练掌握。
当运行人员仍查找不出直流接地点时, 报一类缺陷, 由检修人员用仪器仪表进一步查找。
3.2 PT电压重动继电器宜改为双位置继电器方式
A变PT电压重动继电器采用的是单位置继电器, 当直流电源电压消失后, 继电器返回, PT二次电压回路断开, 110k V母线二次失压是造成本次事故的一个原因。
为防止发生类似事故, A变PT电压重动继电器宜改为双位置继电器方式, 但必须保证双位置继电器及PT刀闸辅助接点质量可靠, 并满足刀闸合闸时, 其常闭辅助接点应先断开, 常开辅助接点再闭合;刀闸分闸时, 其常开辅助接点应先断开, 常闭辅助接点再闭合。
4 结论
新上220k V变电所, 若采用和A变相同的备自投方式, 在投运后主变没带上大负荷之前, 如果压变回路有问题, 电源跳开, 均会造成备自投误动作。
为了避免类似二次失压情况, 现将进线保护退出。同时退出其他变电所的所有进线备自投备用进线的保护, 当该线路改做出线运行时, 再投入保护。
参考文献
[1]国家电力调度通信中心.继电保护培训教材.北京:中国电力出版社, 2009.
直流母线 篇5
目前对APF直流侧电压多是采用PI控制或模糊控制,但PI控制依赖于系统精确的数学模型,鲁棒性差、易引起电压超调和电流冲击[2];模糊控制不依赖被控对象的数学模型,稳态效果也比常规的PI控制效果好,但缺点是动态过程中直流侧电压控制效果不理想[3]。
文中建立了混合有源电力滤波器的仿真模型。针对直流侧电压控制系统设计了一套双模糊控制器。仿真结果表明,该有源电力滤波器能有效地消除谐波电流,同时具有良好的动态补偿特性。
1 源滤波器工作原理及主电路设计
混合有源滤波器的基本原理是从补偿对象中检测出谐波电流,由补偿装置产生一个与该谐波电流大小相等而极性相反的补偿电流,从而使电网中只含有基波,达到滤波的目的。
并联混合有源电力滤波器原理如图1所示。该混合型有源电力滤波器由LC无源滤波器和有源滤波器两部分组成。混合型APF以电压型逆变器作为其有源部分,与无源部分和负载并联接入电网[3]。
特定次谐波主要由无源滤波器消除,采用多个单调谐滤波器组成,单调谐滤波器的调谐频率根据被补偿对象的谐波成分确定,无源滤波器可由5次、7次和11次单调谐滤波器构成 [2]。
APF系统由指令电流运算电路、电流跟踪控制电路、驱动电路和主电路组成。工作原理是:通过检测负载电流Ll和电网电流Is,提取其中的谐波电流,进而通过控制三相半桥逆变器输出与谐波电流相反的补偿电流Ic,最终使Is趋近于正弦。
2 直流侧电压控制方法
2.1 双模糊控制方法
本文提出了一种直流母线电压的双模糊控制方法[4,5,6,7]。该方法由于控制器的增多,改善了控制性能,使系统的控制时间、动态响应加快、稳态误差变小,并且算法实现简单,满足多种负载变化情况下的直流母线电压控制要求。
双模糊控制器的设计思想是从人工调节中的粗调、细调乃至微调中得到启发而来,其结构如图2所示。
双模糊控制器的优点在于可根据不同的运行条件,自动在模糊控制器1和模糊控制器2之间切换,这样可以在保证系统控制精度的前提下,达到提高系统快速性、增强控制鲁棒性的目的。
双模糊控制器实现自动切换的原则定义如下:当系统电容侧电压的变化量ΔU大于设定值e0时,由模糊控制器1进行控制,可提高系统动态响应性能;系统进入稳态后,电容侧电压的变化量ΔU小于设定值e0时,切换到模糊控制器2进行控制,可更好地消除系统的稳态误差,提高系统的稳态性能。其中,控制器的切换由电压误差ΔU及其误差变化率du/dt控制。该控制器在保证系统控制精度的前提下,实现提高系统速度、增强控制鲁棒性的目的。其中ΔU为直流母线电压与其参考值的偏差。
模糊控制器根据每个采样时刻的参数偏差及变化趋势,基于专家知识建立的模糊规则库,对系统作出迅速且有效的判断,通过适当加大或减小控制力度来实现稳定控制。
模糊控制器一般只有偏差和偏差变化率两个输入量,本文中的双模糊控制器均采用二维模糊控制器,该模糊控制器以误差和误差的变化率为输入变量,以控制量的变化为输出变量。由前文对有源电力滤波器直流母线电压控制原理的讨论,选择当前的电压Ur与参考电压Uf的偏差ΔU及其变化率(du/dt)为模糊输入变量,选择模糊输出变量为电网注入APF主电路的有功电流控制量Ud(Δip)。
模糊输入量e、ec定义为
其中,Ur(k)为k时刻的直流母线电压;Uf为参考电压。
在其论域上取7个语言变量,定义语言值为:{Positive Big(PB),Positive Medium(PM),Positive Small(PS),Zero(ZO),Negative Small(NS),Negative Medium (NM),Negative Big(NB)}。
对模糊输入e、ec和输出u进行模糊化,建立模糊子集为e,ec,u={NB,NM,NS,ZO,PS,PM,PB}
模糊控制规则是模糊控制的核心,因此,如何建立模糊控制规则成为一个关键的问题[8]。本文采用MAX-MIN推理合成规则,运用IF-THEN形式的模糊条件语句,单元集模糊化重心法,输入变量和输出变量均采用三角形隶属度函数。输入变量e、ec和输出变量u对应的隶属度函数如图3所示。
该模糊控制器调节过程如下:当实际测量值远小于设定值时,则大幅增加控制量;当实际测量值远大于设定值时,则大幅减小控制量;当实际测量值和设定值正负偏差不大时,则根据实际测量值的变化趋势来确定控制量的大小。模糊控制器规则如表1所示。
双模糊控制器仿真模型如图4所示。
其中控制器的切换由误差的大小控制,切换原则如下:当实际测量值与设定值之间的偏差>e0时,选择开关自动选取模糊控制器1,即进行粗调,相反,实际测量值与设定值之间的偏差<e0时,选择开关自动选取模糊控制器2控制,即进行微调。
将模糊控制器1输入e,ec的变化范围定义为模糊集上的论域e,ec={-3,-2,-1,0,1,2,3}实际的电压误差e和ec的范围是[200,400],可以通过简单的归一化计算,得到如上的输入论域范围。
同理,通过归一化计算将模糊控制器2的输入e,ec的变化范围定义为模糊集上的论域e,ec={-3,-2,-1,0,1,2,3},实际的电压误差e和ec的范围是[0,200]。
模糊控制器1和模糊控制器2的内部封装如图5和图6所示。
2.2 常规PID控制方法
目前,在APF中对直流电压的控制通常采用常规的PID控制,为比较两种方法的控制效果,在Matlab/Simulink仿真环境里,结合并联电压型有源滤波器模型,建立直流侧电压的常规PID控制仿真模块,如图7所示,Uf是直流侧总电压的给定值,Ur是直流侧总电压的反馈值,两者之差经PID调节后得到调节信号Ud,它叠加到有功电流ip上。使得有源电力滤波器的补偿电流中包含一定的基波有功分量,使电网向有源电力滤波器的直流侧补充能量,将直流侧电压维持在给定值。
3 仿真分析
本文分别采用双模糊复合控制方法与传统PID控制方法对直流母线侧电压进行控制,在Matlab/Simulink中对APF直流母线电压进行仿真实验。仿真参数如下:(1)PID控制器参数为Kp=1,Ki=0.1,Kd=10。(2)模糊控制器的误差、误差的变化的量化因子和输出的比例因子K1=0.03,K2=0.2,K3=30,K4=0.02,K5=0.3,K6=25。(3)电容器容量为6 800 μF,直流母线参考电压Uf=400 V。
仿真波形如图8和图9所示。
从仿真结果可以看出,双模糊控制与常规的PI控制相比动态响应更快、超调小、静态误差小,其控制效果明显好于PID控制方法。
4 结束语
直流侧电容电压的控制关系到整个滤波器的性能。本文对传统直流侧电压控制方法存在超调量和静差较大的问题进行了分析,设计了双模糊控制器,该控制方法减少了非线性因数的影响,使得系统超调量和静差也有了较大的改善。同时该控制器具有超调小、响应速度快、静差小的特点。仿真结果证明了该控制系统具有良好的控制效果。
参考文献
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直流母线 篇6
DC / DC变化器将直流电压转变为另一个固定电压或可调电压,根据有无电气隔离分为Buck、 Boost、Buck-Boost等非隔离型电路和正激、反激、推挽和半桥等隔离型电路[1]。
光伏发电系统中光伏组件最大功率点电压为20V ~ 50V,直流母线的电压一般设计为200V或者400V,DC / DC变换器的升压能力要满足电压匹配的要求; 非隔离型的Boost变换器增益因受实际参数限制而不能满足直流母线式光伏发电系统的升压要求[2]。非隔离型变换器通过采用多级变换、输出串联和耦合电感等技术可以获得高电压增益[3],但不能电气隔离的特点导致安全性较低。
因此从电气隔离和高电压增益方面考虑,直流母线式光伏发电系统电路需要采用隔离型的DC / DC变换器拓扑。正、反激变换器具有电路和驱动简单的优点,但效率低使其不适用于低压大电流的光伏发电系统中; 半桥与推挽型隔离变换器相比,不存在偏磁问题,变压器结构简单,本文中采用的是隔离型的半桥变换器。
半桥变换器的电路拓扑有电压馈入和电流馈入两种形式,本文选择电流馈入型半桥变换器作为光伏发电系统的前级变换器,重点对其进行分析和研究。
1电流馈入型半桥变换器(CFHB)电路运行特性分析
为简化分析,假定电路中的开关管和二极管均是理想器件; 电感L1和L2的电感值相等且足够大, 使得稳定时电感电流基本保持为0. 5 Iin; 理想变压器T与漏感Lr的串联组合等效为变压器,理想变压器的原、副边的匝数比为1: K 。
图1为电流馈入型半桥变换器在稳态 工作时的主要波形图。图2是开关周期TS内电流馈入型半 桥变换器 的等效电 路。 设占空比D > 50 % ,对电流馈入型半桥变换器的工作过程进行具体分析。
模态一[t0~ t1]: S1和S2同时导通,电感L1和L2两端的电压为输入的直流电压Uin,电感电流iL1和iL2处于线性上升阶段,上升的斜率分别为Uin/ L1和Uin/ L2,能量以磁场的形式储存在电感中。 在这个过程中,变压器并不传递能量。输出端电容的放电给负载提供能量。
模态二[t1~ t2]: S1导通,S2关断。电感L1的电流继续线性上升并储存能量。由于开关管S2关断,电感L2将上一个阶段中储存的能量通过变压器和整流二极管释放出来,电感L2两端的电压变为Uin- Uo/ K ,式中Uo为输出端电压。
模态三[t2~ t3]: 同模态一相同,S1和S2同时导通,电感L1的电流继续以相同的斜率线性上升,电感L1保持储存能量。电感L2停止释放电能, 电感电流开始以Uin/ L2的斜率上升并储存能量。
模态四[t3~ t4]: 在t3时刻,S1关断,S2保持导通。电感L2继续储存能量,电感L2电流的上升斜率为Uin/ L2。电感L1将储存的能量通过变压器和整流二极管给输出端提供给电容和负载。L1两端的电压为Uin- Uo/ K 。
为简化分析,文中已经假设电感L1和L2电感值足够大,忽略工作周期内由于电感充放电引起的电流脉动,电感电流满足IL1= IL2≈ Iin/2 。开关占空比为D ,整个工作周期为Ts,稳态电路中,电感L1和L2储能与释能相等,即满足:
将ton= DTs和toff= (1 - D) Ts带入式( 1) 有:
解式( 2) 可以得到稳态时电流馈入型半桥变换器的电压增益比为:
由式( 3) 可以看出,电流馈入型半桥变换器的电压增益是由变压器的变比和占空比共同决定的。由于开关 管S1和S2的占空比 必须大于50 % ,因此电流馈入型半桥变换器的电压增益一定大于2k,即变换器适用于变比大于2k的应用场合。与普通的Boost变换器相比,电流馈入型半桥变换器的电压增益是普通非隔离型Boost变换器的k倍,k越大,则电流馈入型半桥变换器相对于普通Boost变换器的升压能力越强; 电流馈入型半桥变换器在实现高电压增益的基础上,还实现了电气隔离,这对于有电气隔离要求的场合有非常重要的应用意义。
2软开关技术
开关器件在动作过程中开关管的电压和电流的重叠会产生很大的功率损耗; 同时由于电压和电流变化速度比较快,电压和电流波形的过冲会形成噪声。开关管的工作频率越高,产生的损耗和噪声就越大。为解决上述问题,可以实现电路的高频化和小型化的软开关的概念应运而生。
软开关电路一般分为两类: 一种是通过增加辅助网络实现软开关; 另外一种是通过对开关管控制电路的合理设计来实现软开关[4]。通过增加辅助网络实现软开关的电路因为需要增加额外的器件,电路结构复杂、成本高,同时对电路软开关的控制较为困难; 控制型软开关技术则是通过对开关管的驱动信号进行适当的控制来实现开关管的软开关[5]。
文献[4]指出了控制型软开关的四种常见的PWM控制策略: 不对称互补脉冲PWM控制,不对称脉冲PWM控制,脉冲移位PWM控制以及移相脉冲PWM控制。图3是上述4种控制型软开关的PWM控制策略。
文献[6]利用电感和电容器件的谐振实现了电流馈入型半桥变换器的软开关,但是由于电路采用的变频控制( PFM) ,实现变换器的优化设计较为困难,影响了该方法的使用。为了对电路进行频率恒定的脉冲宽度调制即PWM控制,在调节开关管占空比过程中会导致开关管开通时间的不对称,因此文献[7]通过采用不对称互补脉冲控制实现了电流馈入型半桥变换器的软开关。
3半桥变换器仿真分析
使用MATLAB仿真软件分别对传统的电流馈入型半桥变换器和基于控制型软开关的改进型电流馈入型半桥变换器进行仿真分析。
对两种变换器采用相同的仿真参数,输入电压值为40V,占空比D = 70% ,开关频率50k Hz。传统的电流馈入型半桥变换器开关管S1和S2的触发脉冲相差180°。图4是传统半桥变换器的输入电流iin、电感L1的电流iL1和电感L2的电流iL2。从图中可以看出,当输入电感足够大时,输入电感电流基本上为输入电流的一半,与前部分章节中对变换器的理想化假设分析一致。
图5是传统的电流馈入型半桥变换器流过开关管S1的电压uS1、电流iS1和开关信号D的仿真波形。从图中可以看出,传统的电流馈入型半桥变换器工作于硬开关状态,电压存在着很大的关断电压尖峰。
图6和图7分别是改进型的电流馈入型半桥变换器开关管S1的电压uS1、电流iS1和开关信号D的仿真波形和S2的电压uS2、电流iS2和开关信号D的仿真波形。从图中可以看出,与传统的电流馈入型半桥变换器相比,采用控制型软开关的改进型电流馈入型半桥变换器可以工作于软开关状态,开关管S1和S2都实现了零电流关断,从而从根本上消除了由于开关管关断引起的关断电压尖峰,大大降低变换器的能量损耗,因此本文提出将可以实现电气隔离、高电压增益和高效率的改进型电流馈入型半桥变换器作为光伏发电系统的前级DC /DC变换器。
4结束语
直流母线 篇7
1 APF原理及其数学模型
1.1 APF的原理及特点
APF是一种动态抑制谐波和补偿无功的电力电子装置, 能对不断变化的负载谐波电流进行实时补偿, 其工作原理如图1 所示。
当需要补偿负载所产生的谐波电流时, APF检测出补偿对象负载电流iL的谐波分量, 将其作为补偿电流的指令信号, 由补偿电流发生电路产生的补偿电流ic即与负载电流中的谐波分量ilh大小相等, 也就是说, 电源只向负载提供基波电流, 而谐波电流由APF的补偿电流发生电路提供, 从而使得交流电源电流is中只含基波, 不含谐波, 这样就达到了抑制电源电流中谐波的目的[6,7,8]。
在理想情况下, APF输出的补偿电流中不含有基波有功分量, 直流侧母线电压恒定不变, 补偿装置功率平衡。 但实际情况中, 当开关器件功耗引起直流母线电压的降低、网侧电压畸变且负载不对称、谐振过电压通过逆变器及续流二极管向直流侧电容充电以及APF检测环节的延时等一系列因素都将引起补偿装置的功率不平衡[9,10,11]。
1.2 APF的数学模型
根据有功功率平衡原理确定补偿器的近似数学模型, 对系统稳态和动态特性进行分析, 并为下一节运用遗传算法确定PI参数提供被控对象的数学模型。
该数学模型的建立基于以下假设:
(1) 只有电流的基波分量影响平均功率的平衡, 而谐波分量不影响功率平衡;
(2) 电网电压平衡且不包含谐波;
(3) 逆变器输入端缓冲电感的电阻和电感, 以及系统线路的电阻和电感采用集中参数R, L表示, 所有损耗都集中在R上。
系统结构如图2 所示。 假设系统结构对称, 在不考虑谐波的情况下, 三相可简化为一相进行分析, 以下对a相进行数学模型的推导, 将a相电网电流写成向量的形式:
式中:Icp, ILp分别为APF补偿电流中的有功电流有效值和负载有功电流有效值 (A) ;Icq, ILq分别为APF补偿电流中的无功电流有效值和负载无功电流有效值 (A) 。
当负载一定时, 由于无功功率仅在有源滤波器与负载之间进行交换, 可以认为稳态时j Icq=-j ILq, 所以电网电流为:
由上式可知, 输入补偿之路的平均有功功率Pc可以表示为:
式中:PR为等效电阻R上损耗的功率;Pind为支路电感的储能功率;Pcap直流侧电容储能功率。 其中:
式中:udc为直流侧电容电压。
当负载确定后, 即ILq确定, 由于ILq与Icq大小相等, 方向相反, 所以Icq为常数。 此时, 对Pind的影响取决于Icp, 故式 (6) 可改写为:
由式 (3—5) 、 (7) 、 (8) 可得:
式中Icp和udc可改写成稳态值与变化量之和的形式:
将式 (10) 代入式 (9) 中, 可得:
省略高阶项, 整理得:
由式 (9) 可以得到稳态方程:
将式 (13) 代入式 (12) 可得 Δudc与 ΔIcp之间有如下关系:
由式 (14) 得到频域下APF的传递函数:
式中:
式 (15) 为APF的近似数学模型, 由此模型可通过遗传算法确定系统的PI参数。
2 基于遗传算法的PID整定原理
遗传算法具有对参数编码进行操作、 可多点并行操作、通过目标函数进行适配值的计算、寻优规则由概率决定等优点。
2.1 遗传算法的计算原理
遗传算法在操作时首先确定参数范围, 再根据精度的要求, 对其进行二进制编码。由此编码得到的字串为遗传算法可以操作的对象, 同时, 通过计算机随之产生初始种群, 种群大小视计算的复杂程度而定。
计算过程中如果着重追求系统的动态性能, 得到的参数可能使控制信号偏大, 进而导致系统不稳定。鉴于适应函数与目标函数相关, 在目标函数确定后, 可直接将其作为适配函数进行参数寻优, 以防止得到的参数造成系统不稳。
2.2 遗传算法的操作
首先通过适配函数求得适配值, 进而求每个串对应的复制概率。 复制概率与每代字串个数的乘积为该串在下一代中应复制的个数。 复制概率大的在下一代中将有较多的后代, 相反则被淘汰。 其次进行单点交叉, 交叉概率为Pc, 最后以概率Pm进行变异。
初始种群通过复制、 交叉及变异得到了新一代种群, 该代种群经解码后代入适配函数, 观察是否满足结束条件, 若不满足, 则重复以上操作直到满足为止。 操作过程如图3 所示。
利用上述遗传算法的操作过程实现PI调节系数kp, ki的最优解析。
2.3 APF的传递函数
欲通过遗传算法进行PI参数的整定, 需确定APF具体的传递函数。 传递函数的形式如式 (15) 所示, A与B的表达如式 (16) 所示。 式 (16) 中:
(1) U为一相电压有效值, 系统中U=220 V;
(2) R为输出电路的等效电阻, 系统中R=1 Ω;
(3) Icp0为a相补偿电流有功分量的稳定值分量, 系统中Icp0=1.27 A;
(4) C为直流侧电容值, 系统中C=700 μF;
(5) Udc0为直流侧电压的稳定值分量, 系统中Udc0=1200 V;
(6) L为APF输出电感, 系统中L=3 m H。
计算可得:A=776.62, B=0.016 3。 所以, APF的传递函数为:
采样时间为1 ms, 输入指令为一阶跃信号。
3 仿真分析
为获取满意的过渡过程动态特性, 采用误差绝对值时间积分性能指标作为参数选择的最小目标函数。为了防止控制量过大, 在目标函数中加入控制输入的平方项。 选用下式作为参数选取的最优目标:
式中:e (t) 为系统误差;u (t) 为控制器输出;tu为上升时间;w1, w2, w3为权值。 为了避免超调, 采用了惩罚功能, 即一旦产生超调, 将超调量作为最优指标的一项, 此时最优指标为:
式中:w4为权值, 且w4>>w1。APF的仿真系统如图4所示。
根据图3 所示的遗传算法流程图以及式 (19) , 在MATLAB中进行编程。 遗传算法中使用的样本个数定为30, 交叉概率和变异概率分别为Pc=0.9, Pm=0.033根据经验值, 参数kp的取值范围为[0, 1], ki的取值范围为[0, 1], 取w1=0.999, w2=0.001, w3=2.0, w4=100。 采用实数编码方式, 经过100 代进化, 获得的优化参数为:kp=0.061, ki=0.053。
性能指标J =219.749 6, 代价函数的优化过程和采用整定后的PI控制阶跃响应如图5、图6 所示。
将经遗传算法计算出的kp, ki值代入到APF仿真系统模型中, 对直流侧电压进行PI稳定控制, 可得直流侧电压的仿真响应曲线, 如图7 所示。 同时, 针对相同的APF仿真系统模型, 对其PI调节器参数进行传统方式的调节, 在经过多次修正更改PI值后, 得出直流侧电压的仿真曲线, 如图8 所示。
由图7 可知, 其直流侧电压的响应曲线在0.07 s时达到预设电压值800 V, 超调量为25.5/800=3.2%, 调节时间为0.11 s, 然后进入稳定状态, APF直流侧电压稳定在800 V。 在传统PI调节的方式下, 由图8 可知, 直流侧电压响应在1.5 s左右才达到预设电压值, 且其超调量约为8.4%, 由此可知, 基于遗传算法的仿真系统具有更好的动态性能, 且在PI参数的整定时间上少于传统方法。
4 结束语
介绍了并联电压源型APF的工作原理, 指出了影响其直流侧电压稳定的几个因素, 推导了电压源型有源电力滤波器的数学模型, 介绍了遗传算法的原理并给出了遗传算法的操作流程图, 在此基础上, 以一个具有并联电压源型APF的系统为例, 通过遗传算法优化计算出了该系统中APF的PI调节器的调节系数, 通过MATLAB/simulink仿真得出了在优化后的PI调节参数下直流侧电压响应曲线, 验证了该方法的合理性, 为遗传算法在PI整定方面的研究提供了借鉴。
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