潮流控制

潮流控制（通用8篇）

潮流控制 篇1

0 引言

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。

科技潮流·时尚潮流 篇2

美国开发永不撞车双轮电车

目前正遭遇前所未有危机的通用汽车公司近日联手电动机车制造商赛格威(Segway )，开发一款新型环保双轮电车——PUMA(个人都市移动工具)。PUMA双轮电车具有快速、便捷、安全、清洁、价格低廉等诸多优点，是世界各地传统轿车的理想替代品。

PUMA双轮电车原型采用锂离子电池和赛格威两轮平衡技术，使用两台电动机。设计速度最高可达每小时35英里，一次充电可行驶35英里。这款新型环保车的总运行成本大约相当于普通传统汽车的三分之一。

据介绍，PUMA双轮电车可以自动躲避行人、车辆和其他障碍物，因此，永远不会发生撞车事故。这样，PUMA双轮电车根本不需要气囊等传统安全装置，但也会用“仅为舒适目的”的安全带。

手表式可视手机问世

世界首款将登陆英国

据英国《每日邮报》报道，一款具备3G功能的手表式可视手机将于2009年底登陆英国市场。可以用这款手机进行视频通话并利用语音识别技术查找号码。除了拨打和接听视频电话外，这款手表手机还可以阅读短信和其它信息以及播放音乐文件。

这款触摸屏手机是由韩国LG电子公司研发，将于2009年底在英国上市。据悉，类似这样拥有3G功能的手表手机在世界上还是第一款，它能够进行高速数据传输并使用内置摄像头进行视频通话。

在4月16日西班牙巴塞罗纳举行的国际移动电话贸易大会上，LG电子的手表手机原型登台亮相，原型厚度为13.9毫米(0.5英寸)。

科学家研制最精准原子钟

3亿年误差不到1秒

据英国《每日电讯报》报道，美国和丹麦科学家日前联合研制出一款迄今走时最为精确的原子钟。这种时钟的精度比当前的国际时区校准仪高出2倍以上，每3亿年的误差只有不到1秒。

这座原子钟现位于美国科罗拉多大学。

时尚潮流

英国女帽设计师

威廉姆推出新系列

据英国《时尚》杂志网站报道。年轻的苏格兰女帽设计师William Chambers一直很忙。除了推出新系列，他还开放了展厅和工作室，让顾客可以看到最新的东西，并为定做业务提供咨询。

戴尔公司想变为时尚企业

面对PC业务需求下滑的现状，迈克尔·戴尔要改变戴尔公司重商业用户轻个人消费的传统，加大个人消费产品的比重，做一家“时尚企业”。

三月下旬来华的戴尔首席执行官迈克尔·戴尔公开说，他现在“十分关注”服务器、软件、服务及存储市场的收购机会，而戴尔即将进入智能手机领域也早已不是秘密。

船艇盛会聚集申城

2009中国(上海)国际游艇展暨第十四届中国国际船艇及技术设备展览会4月16日至19日举行。90多条国内外参展实船几乎全都觅得“伯乐”，意向买家大多来自于江浙地区，同时亚洲其他地区的富商买家也正在慢慢渗入这个展会。

现场最长的游艇Atlantis50过千万的价格就没有阻挡住人们对它的垂青而成功卖出；法国的世界最大风帆游艇制造商Beneteau旗下逾千万的Lagoon(蓝高) 620也被一马来西亚富商相中并收入囊中。

慈禧太后御用轿车现身

陈列在北京颐和园的“中国头号古董车”，曾经是慈禧太后的御用轿车，也是中国从国外引进首辆的轿车。

潮流控制 篇3

风能具有随机性,风力发电机并网后对电网会产生一定的影响[1]。风电并网系统的稳态潮流分析是风电场规划的重心,建立能够准确描述风电机组特性的稳态数学模型极其重要。文献[2]分析了恒速风力机组成风电场的等值方法,对于变风速风电机组同样适用。文献[3]用蒙特卡罗模拟法进行风电场潮流分析,但多次模拟使得计算时间较长。文献[4]采用PV节点的敏感性矩阵消除电压偏差,提出了基于灵敏度补偿的配电网潮流算法。

统一潮流控制器(UPFC)是功能最全面的FACTS装置,其串联侧换流器通过改变所连接变压器两端电压来控制线路潮流,并联侧换流器通过改变发出功率来控制节点电压[5,6,7,8]。

本文在DIgSILENT/PowerFactory中建立了包含UPFC的风电并网系统仿真模型,潮流分析中,将风电场视为PQ节点[9]。仿真分析了风速突变状况下风电场的电压和功率情况,验证了UPFC对风电场潮流的控制作用。

1 风力发电机的数学模型和并网分析

鼠笼式风力发电机的机械功率和机械转矩分别为:

${\rm P}{}_m=\frac{1}{2}A{}_{r}v{}_W^{3}C{}_p(\lambda )\rho$ (1)

${\rm T}{}_m=\frac{{\rm P}{}_m}{\omega {}_m}=\frac{A{}_{r}Rv{}_{W}C{}_p\rho }{2\lambda }$ (2)

其中Ar为风轮扫略面积;vW为风力机转速;Cp是功率系数;λ是风力机叶尖速比;ρ为空气密度;R为风轮半径。

鼠笼式发电机的定子功率以及电磁转矩在d-q平面上分别为:

Te=(ψrqird-ψrdirq) (4)

异步风电机组的转子运动方程为:

$2{\rm H}\frac{\text{d}\omega {}_r}{\text{d}t}={\rm T}{}_e-{\rm T}{}_m$ (5)

式中ψ为磁通链;ωr为转子转速;H为转子转动惯性常数。

笼式风力发电机包括风速、风轮、轴系和发电机组成,其并网结构如图1所示。

风轮模块将风能转化为动能继而转化为机械转矩,发电机模块将机械转矩转化成电能。若风速超出正常范围,发电机的功率继续增加会引起电机过负荷。利用鼠笼式感应风力发电机直接并网,风速的不规则变动将直接导致输出功率波动,从而引起电压波动。此外,笼式风电机组发出有功功率同时从系统吸收一定的无功功率,对系统电压影响很大。

2 统一潮流控制器(UPFC)工作原理

由于STATCOM装置对于线路电压补偿能力较弱,SSSC装置对无功电流补偿能力不强。UPFC可以看成是以上两种装置的组合,两个换流器公用一个直流电容,使STATCOM和SSSC发生耦合,如图2所示。

两个换流器电压和电流之间关系为:

直流电容器上储存电场能的变化率为:

$C{}_{dc}V{}_{dc}=\frac{\text{d}V{}_{dc}}{\text{d}t}=\mathrm{Re}$$[\dot{V}{}_C\dot{{\rm I}}{}_C^{*}-\dot{V}{}_D\dot{{\rm I}}{}_D^{*}]$ (7)

UPFC稳态运行向量图见图3,为分析的方便,忽略了阻抗ZD的作用[10]。

由向量图可知,输电线路中连接了等值电压源$\dot{V}{}_D$,节点电压$\dot{V}{}_A$变成了$\dot{V}{}_B$。调节$\dot{V}{}_D$可以使$\dot{V}{}_B$在以$\dot{V}{}_A$为圆心的圆内运行,从而可以直接控制线路的无功功率和有功功率。此外,由于$\dot{{\rm I}}{}_q$并联补偿作用,UPFC可以调节$\dot{V}{}_A$的模值。因此,UPFC可以同时控制3个稳态变量:电压、有功和无功。

3 仿真系统及潮流分析

3.1 仿真系统结构

本文在DIgSILENT/PowerFactory14.0中建立的仿真系统模型如图4所示,风力发电机通过PCC节点并入电力网。风电场装机容量为3×3 MW,UPFC安装在风电场出口处以维持风电场PCC处电压恒定。

3.2 仿真系统潮流分析

假定风电场风速从0 s开始变化,变化时间相隔0.5 s,每组风力机的风速都从9 m/s上升至13 m/s。风电场在正常状况下输出有功功率的同时从系统吸收一定的无功功率,输出功率基本恒定。若风速变化较大,风电场从系统吸收大量无功,电容器组不能满足风电场的无功需求,导致风电场退出运行。

图5为安装UPFC装置后风电场接入点电压。

图6、7分别为风电场发出的有功功率以及风电场从系统吸收的无功情况。

由图可知,风速变化至11 m/s过程中,风电场接入点电压在2.4 s时达到稳定值1 p.u附近;风电场发出的有功功率在3 s时达到正常运行的9 MW;而风电场从系统吸收的无功功率也趋近于0。

表1和表2分别为不安装UPFC装置与安装UPFC情况下,不同时刻风电场发出的有功功率、吸收的无功功率和接入点电压的潮流简表。其中时刻0、0.5、1、1.5、2分别对应的风速为9、10、11、12、13 m/s。

由表1可知,随着风速的增加,风力发电机的出力增加,并网从电网吸收的无功功率也增加。但是4 s时刻以后,风电机组发出的有功功率开始减少,至5 s时刻,有功功率为2.6 MW,说明风电场不能稳定连续地给系统供电。此外,随着风速的骤变,电压波动也比较明显。

对比表1、表2知,加入UPFC装置后,UPFC对风电场接入点电压及并网系统的潮流进行控制,使得风电场的有功出力极限得到大幅提高,并且风电场接入点电压能维持在1 p.u附近,波动明显变小。风电场从系统吸收的无功功率也大大减少。

因此,在风电场安装UPFC装置能够稳定并网点电压,维持风电场的有功出力,而且还能作为风电场无功补偿电源,使得风电场与电网之间的无功交换减小,这更有利于并网系统的稳定运行。

4 结束语

通过在DIgSILENT/PowerFactory中搭建含UPFC装置的并网风电场模型,验证了风速突变情况下UPFC维持风电场稳定运行的作用。仿真结果表明:

(1) 统一潮流控制器能够控制线路潮流,风电场需要大量无功功率时,其可以作为无功补偿电源作用。

(2) 统一潮流控制器使得风电场和电网间的无功交换减少,提高风电场有功输送极限的同时维持了并网系统的稳定性。

(3) 统一潮流控制器并联侧换流器可以调节风电接入点电压稳定性的作用,风速突变情况下,能够维持PCC电压在1p.u附近。

(4) 今后应该更侧重于统一潮流控制器控制策略方面的研究。

摘要：风电场因风速变化的不规律性将导致并网系统电压失稳。统一潮流控制器(UPFC)是柔性交流输电系统(FACTS)中功能最为全面的器件,能够维持风电场电压及并网系统的稳定运行。根据异步风力发电机的数学模型,以及UPFC的工作原理和控制策略,在DIgSILENT/PowerFactory中搭建了安装UPFC的风电并网系统模型,通过仿真风速突变时风电场的电压和功率情况。仿真结果表明,UPFC能够控制线路潮流,并能维持风电机组和系统的稳定。

关键词：异步风电机组,统一潮流控制器,风电场,线路潮流

参考文献

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[2]Feijoo A E,Cidras J.Modeling of wind farms in the load flow analysis[J].IEEE Trans on Power system.2000,15(1):110-115.

[3]郑睿敏,李建华,李作红,等.考虑尾流效应的风电场建模以及随机潮流计算[J].西安交通大学学报,2008,42(12):1515-1520.

[4]陈海焱,陈金福,段献忠.含分布式电源的配电网潮流计算[J].电力系统自动化,2006,30(1):35-40.

[5]Namin M H.Using UPFC in order to power flow control[J].IEEE International Conference on Industrial Technology,2006,(10):1486-1491.

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[7]Meng Z J,So P L.A Current injection UPFC model for enhancing power system dynamic performance[C].

[8]Chang C T,Hsu Y Y.Design of UPFC controllers and supplementary damping controller for power transmission control and stability enhancement of a longitudinal power system[J].IEE Proc,Gene,Disti,2002,149(4):

[9]王成山,郑海峰,谢莹华,等.计及分布式发电的配电系统随机潮流计算[J].电力系统自动化,2005,29(24):39-44.

IPFC潮流控制的研究 篇4

线间潮流控制器一般使用多个直-交变流器, 每个变流器都为各自所在线路提供串联补偿, 一般构成是将补偿变流器的直流侧连在一起, 通过耦合变压器串联在两条不同的输电线路中.现以两个背靠背直-交变流器构成的IPFC为例来说明, 结构图如图1。

这种结构的IPFC除了能提供串联无功补偿外, 每个变流器还可以从各自控制的输电线路向公共直流母线提供有功功率。这样系统就可以利用轻载线路的剩余容量来传送重负荷线路的有功功率, 能够缓解过负载线路或无功潮流负担较重线路上的压力。

2 线间潮流控制器的功率注入模型

在电力系统的稳态的分析中, 电压源变流器 (VSC) 表示为同步电压源, 注入一个几乎正弦的电压, 有可控的幅度和角度。对于线间潮流控制器 (IPFC) 来说, 两个电压源变流器串联在线路中, 等效图如图2。

化简之后, 在i节点的有功功率和无功功率的表达式为:

同理, 在n节点的表达式为:

3 线间潮流控制器 (IPFC) 的潮流优化

将IPFC加入到网络中进行潮流优化, 可以看成是非线性优化问题, 用目标函数及其约束条件求解, 以IEEE3机9节点系统为例

为了改善系统的性能, 母线2和3是PV节点, 母线1是平衡节点, 电压的幅值和相角和原来一样。发电机1有功功率范围是10MW到100MW, 无功功率的范围是-200MVAR到200MVAR。母线4-9的电压幅值限定在0.95p.u.到1.05p.u., 线路串联变压器的电抗值设为0.01p.u., 忽略电阻值。IPFC的两个同步电压源电压幅值的变化范围0到0.1p.u.相角的变化范围-180度到180度。

可以看出有IPFC的情况下使母线电压的幅值得到降低, 相角也会发生相应的变化。

4 结论

基于同步电压源模型, IPFC功率注入模型, 以及嵌入IPFC的传输线路的模型的等效, 这些注入模型都是精确地, 并且很容易进行潮流优化。由于IPFC可以同时补偿一个变电站的多条线路的, 因此IPFC对于解决拥塞管理问题是一个非常好的工具。

摘要：线间潮流控制器 (IPFC) 是柔性交流输电系统 (FACTS) 控制装置中的一种新装置, 它可以控制多条传输线的潮流, 为了提高系统运行过程中的可靠性, 采用功率注入法证实线间潮流控制器 (IPFC) 有可以同时调节母线电压, 有功功率, 无功功率以及降低功率损耗的能力。

关键词：线间潮流控制器,柔性交流输电系统,潮流控制,功率注入法

参考文献

[1]程汉湘.柔性交流输电系统[M].北京:机械工业出版社, 2009.

[2]韩冰, 黄梅, 苗忠友.基于功率注入法的UPFC潮流分析算法研究[J].华北电力科技, 2009 (10) :9-12.

潮流控制 篇5

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。

潮流控制 篇6

限流式统一潮流控制器 (UPFC) 是一种新型的柔性交流输电系统 (FACTS) 装置, 当系统发生短路故障时, 可以有效保护UPFC串联变换器不被损坏, 提高UPFC装置的安全可靠性[1,2]。

文献[1]给出了限流式UPFC的拓扑结构和工作原理, 并介绍了正常运行时限流式UPFC的功率控制策略以及短路限流控制策略。文献[2]给出了限流式UPFC的短路限流过程动态分析以及限流电感、直流电容等的参数设计方法。但文献[1]的功率控制策略中电流内环是基于串联变换器输出电流的数学模型, 且忽略了扰动电压的影响, 势必会影响功率控制的性能。此外, 启停控制作为限流式UPFC安全稳定运行的前提与保障, 文献[1-2]并没有讨论限流式UPFC的启动过程及正常停机过程。

文献[3-4]提出了UPFC功率控制的交叉耦合和交叉解耦2种方法, 文献[5]给出了一种用并联变换器调节线路无功潮流, 用串联变换器调节线路有功潮流的方法。但文献[3-5]均采用功率、电压、电流三环结构, 增加了控制器的复杂性, 且电流内环均基于串联变换器输出电流的数学模型, 由于扰动电压不是恒定量, 降低了功率控制的性能。

本文分析了已有UPFC功率控制策略中电流内环数学模型的不足[3,4,5,6,7], 建立了含限流式UPFC的系统模型, 提出了基于线路电流控制的限流式UPFC功率控制策略;讨论了限流式UPFC的启停机过程, 给出了限流式UPFC完整的启停控制方案。仿真结果证明了所述策略和方案的有效性。

1 限流式UPFC的拓扑结构

限流式UPFC拓扑结构如图1所示[1,2]。

图1中:us为交流系统发送端电源;ur为交流系统接收端电源;u1和u2分别为节点1和节点2的电压;u12为UPFC串入电压;Tsh和Tse分别为并联变压器和串联变压器;C为直流电容;L为线路等效电感;R为线路等效电阻;Ld为限流电感;Rd为其等效电阻;L1和L2分别为并联变换器和串联变换器出口处滤波电感;R1和R2为滤波电感的等效电阻;R3为限流电阻;R4为放电电阻;udc为直流母线电压;ulim和ilim分别为限流电感电压和电流;P和Q分别为节点2处线路的有功和无功功率;Pr和Qr分别为线路末端有功和无功功率;K1至K6为断路器。

有关限流式UPFC工作原理的详细说明见文献[1-2], 本文不再赘述。

2 基于线路电流控制的限流式UPFC功率控制策略

文献[3-5]中给出的串联变换器电流内环控制策略如图2所示。

图2中:PI控制表示比例—积分控制;电压前馈补偿项u12d, u12q分别为UPFC串入电压u12的d轴分量和q轴分量。由于在调节过程中u12是一变化量, 故采用前一时刻采样得到的扰动电压u12d和u12q进行电压前馈补偿是不够精确的, 势必会影响到电流内环的性能。文献[1]则忽略了扰动电压的影响, 去掉了图2中的电压前馈补偿项u12d和u12q, 这同样会导致电流内环的控制性能下降, 同时加重了PI控制器的负担。为改善电流内环的控制性能, 建立了含UPFC的系统三相模型, 如图3所示[8,9,10,11,12]。

将串联变压器原边等效为一个含内阻抗的可调电压源, 如图中虚线框所示。设串联变压器变比为n, 则usea′=nusea, useb′=nuseb, usec′=nusec, Lse′=n2L2+n2LFCL+LTse, Rse′=n2R2+n2Rsw+RTse。其中, LFCL为限流器从交流侧端子看进去的等效电感 (通常可以忽略) ;Rsw表征包括串联变换器和限流器在内的总有功损耗;LTse为串联变压器的漏感;RTse为其等效电阻。记Leq=L+Lse′, Req=R+Rse′。

由图3可以推出含UPFC的系统在dq同步旋转坐标系下的电压方程为:

式中:used′=nused;useq′=nuseq。为方便起见, 固定d轴在系统接收端电源电压矢量上, 则

式 (1) 可进一步化简为:

由式 (3) 即可得到基于线路电流控制的电流内环控制策略, 如图4所示。

结合式 (2) 所示条件, 根据瞬时功率理论, 在恒幅值派克变换下, 线路末端功率指令值与线路电流指令值的关系为:

线路电阻和电感上消耗的有功功率和无功功率分别为:

若给定节点2处线路功率指令Pref和Qref, 则基于线路电流控制的限流式UPFC功率控制策略如图5所示。

图5中, ΔP和ΔQ按照式 (5) 计算, id和iq取前一时刻的采样值。

从以上推导过程中可以发现, 基于线路电流控制的电流内环控制策略中电压前馈补偿项usd, usq, urd均为恒定量, 相比图2所示的电流内环控制策略, 该策略改善了电流内环的控制性能。

3 限流式UPFC的启动过程

限流式UPFC启动过程的目的是实现直流母线电压udc逐步上升并稳定至额定值。限流式UPFC的典型启动过程分为不控启动阶段和可控启动阶段[13,14]。

3.1 不控启动阶段

假设限流式UPFC装置投运前 (断路器K1闭合) , 线路正常运行。闭合断路器K4, 由于此时所有模块未触发, 装置进入不控整流阶段, 电源通过等效二极管整流桥给电容C充电, 直流母线电压udc最高能达到交流系统线电压峰值。为抑制直流电容的充电电流上升率, 同时防止电容与交流系统的电感发生振荡而引起的过电压, 应接入限流电阻。最大充电电流Imax出现在K4闭合后的第1个周期, 其表达式为:

式中:Us为系统发送端电源线电压有效值;ksh为并联变压器变比。

根据式 (7) 并结合具体要求可以得到限流电阻R3的取值。

3.2 可控启动阶段

UPFC并联变换器必须在控制器的作用下继续对直流电容充电, 最终达到直流母线的额定电压, 此过程称为可控启动阶段。

可控启动阶段过程如下:闭合断路器K5, 开启并联变换器触发脉冲;根据设定的斜率使直流母线电压udc稳步上升;待直流母线电压稳定后, 开启串联变换器及限流器触发脉冲, 调整UPFC串联变换器出口电压use=0, 闭合断路器K2和K3, 断开K1, 装置进入正常运行阶段。

启动阶段控制动作示意图如图6所示。

4 限流式UPFC的停机过程

限流式UPFC的停机过程分为正常停机和故障停机2种情况。

4.1 正常停机

限流式UPFC正常停机过程如图7所示。

首先调整use为零, 使UPFC串联侧与系统停止功率交换, 稳定后, 闭合断路器K1, 维持线路正常运行, 以免UPFC串联侧退出运行引起线路潮流的较大波动;然后断开断路器K2和K3, 同时封锁串联变换器及限流器触发脉冲, 串联变换器及限流器退出运行, 此时限流器交流侧端子等效为开路, 串联变压器二次侧空载。调整并联侧控制器指令使直流母线电压udc逐步下降至接近不控整流值, 封锁并联变换器触发脉冲, 使并联变换器退出运行, 同时断开断路器K4和K5;最后闭合断路器K6, 通过放电电阻R2释放电容剩余能量至直流母线电压udc为零, 此时各模块完全失电。至此, 限流式UPFC完全退出运行, 正常停机过程结束。

4.2 故障停机

限流式UPFC故障停机过程如图8所示。当系统突然发生短路故障时, 限流电感自动插入故障回路限制短路电流;控制器检测到故障后迅速封锁串联变换器及限流器触发脉冲;待电感电压反向一段时间后, 开启限流器续流晶闸管触发脉冲, 限流电感电流通过续流晶闸管继续释放能量, 此时限流器交流侧端子断开, 短路故障被彻底隔离[1,2]。

待电流下降至一定程度后, 断开断路器K2和K3;调整控制器指令使直流母线电压udc不断下降至不控整流值附近;封锁并联变换器触发脉冲, 使并联变换器退出运行, 断开断路器K4和K5;闭合断路器K6, 通过R2释放电容残余能量。此时UPFC完全退出运行, 故障停机过程结束。

在上述过程中, 短路产生冲击电流由限流电感限流, 系统通过串联变压器耦合过来的高电压由限流器承担, 从而有效保护了UPFC串联变换器, 提高了UPFC装置运行的稳定性及可靠性。

5 仿真验证

为了验证上述限流式UPFC功率控制策略和启停控制方案理论分析的正确性与合理性, 利用PSCAD/EMTDC仿真软件, 搭建了如图1所示的限流式UPFC模型。为了加快仿真速度, 这里分别取限流电阻R3=5Ω, 放电电阻R4=10Ω, 实际系统中则需要根据要求具体核算。系统部分参数如附录A表A1所示。

5.1 启动仿真

启动时直流母线电压波形如图9所示。0s时闭合K4, 限流式UPFC进入不控启动阶段, 0.5s左右直流电容不控充电结束, 直流母线电压约为700V。0.7s时闭合K5, 开启并联变换器触发脉冲, 装置进入可控启动阶段, 经过短暂抖动后直流母线电压开始斜坡上升, 到1s左右, 直流母线电压运行在1 100V。1.2s时, 开启串联变换器及限流器触发脉冲, 闭合K2和K3, 断开K1, 至此, 装置进入正常运行状态。

5.2 功率调节仿真

线路初始功率分别为3.5MW和0.135Mvar。1.4s时调节线路功率分别为5 MW和2 Mvar;1.6s时保持无功功率不变, 调节有功功率到3 MW;1.8s时保持有功功率不变, 调节无功功率到-1 Mvar。文献[1]给出的基于串联变换器输出电流控制的功率调节波形如图10 (a) 所示, 本文给出的基于线路电流控制的功率调节波形如图10 (b) 所示。

从图10可以看出, 图10 (a) 中, 有功功率调整时, 无功功率会波动, 同样, 无功功率调整时, 有功功率也会波动, 即有功、无功解耦不完全。而在图10 (b) 中, 有功、无功调节互不影响, 即有功、无功解耦完全。故基于线路电流控制的限流式UPFC功率控制策略具有良好的控制性能。

5.3 正常停机仿真

正常停机时直流母线电压波形如图11所示。2.05s时, 闭合K1, 断开开关K2和K3, 然后封锁串联变换器及限流器触发脉冲, 至此, 串联侧退出运行。2.1s时, 控制直流母线电压斜坡下降, 到2.4s左右, 直流母线电压下降至不控整流值附近, 然后闭合K6, 直流电容剩余能量通过放电电阻耗散。

5.4 故障停机仿真

故障停机时直流母线电压波形如图12所示。2s时, 节点2处发生三相短路故障, 装置进入故障停机状态, 在此过程中, 直流母线电压有波动, 但在并联变换器的控制下很快恢复正常。2.05s时, 断开开关K2和K3, 至此, 串联侧退出运行, 余下过程与正常停机相同。

6 结论

1) 基于线路电流控制的电流内环控制策略中电压前馈补偿项均为恒定量, 故采用前一时刻采样得到的扰动电压进行电压前馈补偿是精确的, 这就从模型上提高了电流内环的控制性能。

2) 提出的功率控制策略不需要节点2电压的采样值, 故无需在节点2处加装电压互感器。

3) 启动电阻的加入防止了直流电容及并联侧绝缘栅双极型晶体管 (IGBT) 模块的过电压和过电流。

4) 正常停机方案在不影响线路供电的情况下可以将装置安全退出运行;故障停机方案能够有效地保护UPFC串联变换器不被短路故障所损坏, 提高了装置运行的安全性与可靠性。

附录见本刊网络版 (http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx) 。

摘要：限流式统一潮流控制器 (UPFC) 可以有效避免串联变换器因系统短路电流冲击而损毁。针对限流式UPFC已有功率控制策略的不足, 建立了含限流式UPFC的系统模型, 提出了基于线路电流控制的功率控制策略。分析了限流式UPFC的启停过程, 给出了完整的启停控制方案。启动阶段接入限流电阻以防止直流电容充电电流过大而导致过电压和过电流损坏。停机时通过并联变换器释放直流电容的一部分能量从而降低放电电阻的设计要求。PSCAD/EMTDC软件的建模与仿真结果证明了基于线路电流控制的限流式UPFC功率控制策略具有良好的动态和稳态性能, 同时也验证了启停控制方案的合理性和有效性。

统一潮流控制器保护功能配置研究 篇7

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

潮流控制 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。