动态冲击负荷

动态冲击负荷（精选7篇）

动态冲击负荷 篇1

0 引言

随着煤矿电力设备的发展,新投入的大型直流拖动提升机和强力带式输送机等非线性、冲击性负荷给煤矿电网带来了各种电能质量问题,同时给煤矿安全生产也带来了隐患。典型冲击性负荷对供电系统的影响主要体现在3个方面[1]:(1)快速多变的无功功率冲击引起公共连接点(PCC)严重的电压波动和闪变。(2)三相电气参数的不对称产生大量的负序电流,导致电网电压不对称。(3)负荷的非线性环节产生丰富的谐波电流,造成电网谐波污染。为了解决负荷冲击影响,人们研制了多种补偿装置,利用补偿装置能够适应负荷电流的突变,快速补偿负荷动态无功需求,抑制电压波动和闪变,提高功率因数,减小或滤除负荷谐波电流。

能对冲击性负荷进行无功和不平衡补偿的装置主要有3类:(1)利用晶闸管控制电抗器+固定电容器(Thyristor Controlled Reactor+Fixed Capacity,TCR+FC)或晶闸管投切电容器(Thyrister Switched Capacitor,TSC)结构形式的静止无功补偿装置(Static Var Compensator,SVC)[2,3,4];(2)静止无功发生器(Static Var Generation,SVG)[5]或静止同步补偿器(DSTATCOM)[6,7];(3)有源电力滤波器(Active Power Filter,APF)[8]。其中TSC因具有投切响应速度快、控制简单、不产生浪涌电流、成本低、谐波含量小等特点广泛应用于冲击性负荷的无功补偿[3,4,9]。与TSC相比,SVG和APF控制技术先进,补偿速度快,但是控制算法复杂,自身会产生谐波,单位投资大,因此,目前大功率场合,TSC应用广泛。

TSC补偿装置的响应速度是影响补偿效果的关键因素,而冲击性负荷产生的大量谐波使得无功电流的快速准确检测变得困难,并且TSC控制器也会影响无功补偿的精度。为此,本文结合煤矿电力设备中冲击性负荷带来的电能质量问题,在传统瞬时无功功率理论基础上,提出了一种基于改进无功电流检测算法和新型不完全微分PID控制算法的TSC动态无功补偿方法,仿真实验验证了该方法能够有效解决供电系统的电能质量问题。

1 补偿装置结构及补偿原理

冲击性负荷一般工作在三相四线制配电网中,三相TSC补偿装置电路结构如图1所示,由补偿电容器C1—C3、双向导通晶闸管、限流电抗器L、控制器和冲击性感性不平衡负荷构成。TSC动态无功补偿的工作原理:根据传感器采集的电压电流信号和锁相环确定相位角,由瞬时无功电流检测算法得到指令电流,经过新型PID控制器得到驱动晶闸管投切命令,控制电容器实时投切,最终达到改善电能质量的目的。

图1 三相TSC补偿装置电路结构

2 新型无功电流检测算法

电力系统无功补偿的核心是无功电流的补偿,因此,无功电流的准确检测是无功补偿系统的关键。三相系统电压电流含有谐波或三相不对称时,无功电流的检测变得困难。目前,无功电流检测方法主要有2种:基于快速傅里叶变换(FFT)的方法和基于无功功率理论的方法。由于基于FFT的无功电流检测需要先检测一个周期的无功电流信号,再进行计算,因此,实时性较差。而基于无功功率理论的无功电流检测方法可以实时地检测无功电流,因而,该方法及其改进方法越来越受到研究者的关注[6,10,11]。

传统瞬时无功功率理论是基于正弦对称三相电压和对称负载电路系统的。三相三线制电路ip-iq无功电流检测方法中,设ua,ub,uc和ia,ib,ic分别为三相电路各相电压和电流的瞬时值,经α-β变换,得到如下公式:

式中:uα,uβ和iα,iβ分别为三相电压和电流经α-β变换后得到的两相瞬时电压和电流值;C32为变换矩阵;

电流iα,iβ经式(4)转换后,再经过低通滤波器可以得到有功直流分量珋ip和无功直流分量珋iq。

传统瞬时有功电流和无功电流的检测原理如图2所示,其中PLL为锁相环,LPF为低通滤波器。

图2 传统瞬时有功电流和无功电流的检测原理

显然,只需知道相同时刻三相电压和电流的瞬时值即可算出无功电流,与FFT相比,大大减少了计算量和时间。以上理论是建立在三相电力系统基础上的,因此,并不适应于单相电力系统。然而如果将每相电流构造出对称的三相电流,则瞬时无功理论将适用于单相系统。对于三相四线制不平衡负载,只要将构造的单相检测法分别用于各相,就可既快又准地测出各相的谐波含量和无功电流[11]。

设is为单相电路电流的瞬时值,Im为构造三相电流的幅值,i1,i2,i3分别为由is构造的三相对称电流,令is=i1,则

由单相电流构造三相平衡电流的原理如图3所示,其中T=2π。由图3可知,针对三相四线制不平衡电力系统或单相电力系统,可以对每一相单独使用瞬时无功功率进行无功电流的检测,然后进行针对性的无功补偿。其他两相电流也可以根据同样的原理进行构造。比较图2和图3可以发现,图3扩展了图2的应用范围,使不能用于单相电力系统的传统无功功率理论经改进后能够应用在单相电力系统上。

图3 由单相电流构造三相平衡电流原理

3 新型PID控制器的设计

闭环系统控制器可以根据精度要求将输出误差控制在一定范围内。煤矿供电系统中的快速冲击性负荷容易造成电压的剧烈波动,当负载突然变化时,传统的PID控制器的微分作用只在第1个周期里起作用,并不能在整个调节过程中按误差变化的趋势起作用,而且微分作用在第1个周期内较强,容易引起调节过程的振荡。为了克服传统PID控制器的缺点,对传统PID控制器加以改进,采用不完全微分PID算法,其离散表达形式为

式中:KP,TI,TD分别为控制器的比例系数、积分时间常数和微分时间常数;T为采样周期。

本文所设计的控制器采用闭环控制策略,可以得到满意的稳态精度,具有补偿精度高、抗扰动性好的特点。控制过程:首先根据采集到的三相电路各相电压和电流的瞬时值,经过坐标变换等计算,得出指令电流,然后将其与TSC装置输出反馈电流的差值送入所设计的控制器,最后产生触发脉冲,控制TSC投切。不完全微分PID控制器控制框图如图4所示。

图4 不完全微分PID控制器控制框图

4 仿真验证与分析

为了验证基于瞬时无功理论的改进无功电流检测算法和不完全微分PID控制器的效果,以煤矿常用的大型拖动提升机为例,采用Matlab/Simulink进行仿真。首先采用提出的无功电流检测算法检测出系统瞬时无功电流,无功电流指令输入到不完全微分PID控制器,经过计算,发出TSC装置投切命令,完成无功补偿。

大型拖动提升机的频繁启动对矿井电网造成了无功冲击和高次谐波污染。提升机供电电源采用变压器直接供电,供电变压器容量为1 600kVA,电压变比为10/0.4kV。无功补偿电路如图1所示,三相电容器采用星形带中线接法,各相都为不等容分布,按1∶2∶4∶8比例,单位无功容量为34.5kvar,每相都为16种组合方式。由于实际工程中的力率考核往往是指三相总功率因数是否达标,所以,三相不平衡负荷无功补偿的首要目标为提高三相总功率因数[12]。

0~6s内未投入TSC无功补偿装置的系统三相总功率因数如图5所示。由于三相不平衡冲击性负荷的存在,导致系统三相总功率因数频繁波动且总功率因数平均值较低,为0.7左右。

图5 未投入TSC无功补偿装置时的三相总功率因数

1s时投入TSC无功补偿装置,补偿前后的系统三相总功率因数如图6所示。从图6可看出,投入TSC无功补偿装置后,系统三相总功率因数明显改善,补偿后的总功率因数达到0.95以上。

图6 投入TSC无功补偿装置后的三相总功率因数

拖动提升机工作时会引起变压器输出端电压跌落,因此,在补偿负载无功功率的同时要兼顾供电电压质量,保证供电电压偏差在允许的范围之内。

1s时投入TSC无功补偿装置,补偿前后的变压器输出端的线电压有效值UAB如图7所示。从图7可看出,补偿后变压器输出端电压明显提高。

图7 TSC无功补偿装置投入前后的变压器输出端的线电压有效值

TSC无功补偿装置投入前后的A相电压电流波形如图8所示。补偿前,电流滞后于电压,且滞后角随着冲击性负荷的变化而变化。而补偿后(1s后),相位明显趋于一致,且不随冲击性负荷的变化而变化。A相电压也得到抬升并趋向于额定电压,A相电流明显降低,可以增大电力变压器的出力。

图8 TSC无功补偿装置投入前后的A相电压电流波形

TSC无功补偿装置投入前后的A相无功功率如图9所示。由图9可看出,投入TSC无功补偿装置后(1s后)系统A相的无功功率迅速减小,且一直维持在较低的水平,当系统中无功功率大于最小补偿无功容量34.5kvar时,控制器会触发晶闸管动作,更新电容器组合,使系统无功维持在最小补偿容量值之下,达到补偿效果。

动态响应速度决定了冲击性负荷无功补偿的效果。为验证本文提出的无功补偿方法的动态性,与采用FFT检测无功电流的无功补偿方法(FFT补偿方法)的响应速度进行了对比,2种方法下的无功动态响应曲线如图10所示。从图10可看出,在1.2s时切断提升机回路,系统无功功率减少。尽管本文提出的无功补偿方法在补偿过渡过程中无功量有轻微波动,但其响应速度优于FFT补偿方法,且响应时间小于20ms。

图9 TSC无功补偿装置投入前后的A相无功功率

图1 0 2种方法下的无功动态响应曲线

5 结语

针对冲击性负荷给煤矿供电系统带来的电能质量问题,提出了一种基于改进无功电流检测算法和新型不完全微分PID控制器的TSC动态无功补偿方法。以大型拖动提升机为例,根据实际工况,采用Matlab/Simulink搭建了仿真平台,仿真结果表明,该方法不仅可以对无功变化频繁的冲击性负荷进行快速无功补偿,提高功率因数,而且可以稳定变压器输出端电压,增强系统的控制精度和响应速度。

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动态冲击负荷 篇2

1 变流装置的功率因数

一般钢铁企业的有功冲击负荷是正常生产时产生的,具有周期性冲击的特点,由电力系统来承担;而由无功冲击负荷引起的电压波动若超过允许值部分,则要由企业通过无功补偿来解决。为了确定无功冲击负荷,需要确定轧机主传动调速装置的功率因数[10,11]。在现在的钢铁企业中,轧机主传动调速装置主要包括整流装置、交交变频装置、交直交变频装置。

1.1 整流装置

整流装置在额定状态下,控制角不大于20°,忽略电枢压降和电枢反应的影响,其负载功率因数

式中:n、ne分别为电动机的转速和额定基速。

忽略换向及直流脉动的影响,由无功功率及功率因数的定义知,整流装置的功率因数λ1可以表示为

式中:ν为直流传动装置的基波因数。

尽管理想状态下ν很高(对于三相桥式整流电路ν为0.955),但是受各种因素(如换向、直流脉动、整流变压器的选取及负载特性、三相触发的对称性、电力电子器件不同特性等)的影响,在工程实践中,ν一般取0.65~0.7。当电动机转速达到基速以上时,λ1=ν。

1.2 交交变频装置

交交变频装置一般适用于低速、大容量的交流调速场合,比如可逆开坯机、大型型钢轧机等。交交变频装置功率因数

上述式中:k为变频器主变压器变比;U0为变频器输出相电压有效值;U1为变频器输入线电压有效值;cosφ0为变频器负载功率因数;k'为辅助参数。

可以看出,交交变频装置的功率因数仅与电压比和负载功率因数cosφ0有关。而交交变频器输入电压U1为整流变压器二次电压,因此,交交变频器的功率因数仅与输出电压U0和负载功率因数有关。

电动机的转速[12]

式中:f为电源频率;p为电动机极对数;s为电动机转差率。

由式(3)和式(4)可知,当采用变频调速时,保持恒定,如果忽略转差率的影响,则功率因数与转速成正比。

当电压为正弦波时,变频器最佳功率因数λmax为0.823。因为电动机转子漏抗及转差率的存在使得负载功率因数cosφ0≠1,同时受谐波的影响,功率因数不可能达到最佳值λmax,所以在进行负荷计算时,λmax一般在0.7~0.75之间取值。当电动机转速在基速以下时,功率因数可以用下式近似计算:

1.3 交直交变频装置

交直交变频调速系统性能优异,不仅在高速时具有优异的调速性能,而且在低速时采用三电平技术使得调速性能也相当优异,因而得到广泛应用。随着电力电子器件的更新,更多性能优良的全控型器件得以应用,整流器控制角很小,基波功率因数较大,接近1。此外对于交直交变频电路,在输入侧串入交流电抗器及在直流环节接入直流电抗器,可将变频器功率因数提高到0.9以上。对于高压大容量的变频器,随着三电平技术的成熟,传动装置整流变压器一次侧的功率因数可达到1。同时,对于电压源型逆变电路,直流侧并联大电容能起到缓冲无功能量的作用,为了给交流侧向直流侧反馈的无功能量提供通道,一般都在逆变臂上并联反馈二极管。对于电流型逆变器,在直流侧串联大电感,当交流侧的阻感负载需要提供无功功率时,直流侧电感起到缓冲无功能量的作用。因此交直交变频装置总的功率因数很高,一般都达到0.9~0.95。考虑到整流变无功损耗为其主要无功负荷,在进行负荷计算时,整流变一次侧功率因数一般取0.85。

2 冲击负荷计算

轧机主传动负荷计算需要确定轧线主传动负荷的有功均方根值和无功均方根值,并给出最大有功冲击负荷和最大无功冲击负荷[9]。

交流电流有效值I按电流的热效应计算:

式中:T为交流电电流周期;i为t时刻的电流瞬时值。

对于单位电阻而言,上式变为

式中:P为有功功率均方根值;p0为t时刻有功功率瞬时值。

电流均方根值和有功功率均方根值的离散化表达如下:

上述式中:Ii、Pi分别为负荷曲线中各阶形或梯形曲线的等效电流和有功功率等效值;Δti为离散精度或步长,。忽略变流装置功率损耗,则其输入有功功率P1与输出有功功率P0相等,即P1=P0。

根据式(7)及相应变流装置的功率因数λ,可以求得其无功功率

轧钢生产线一般由多机架组成,其冲击负荷应根据轧制程序表等计算,结合轧制时序图可以绘制轧机有功和无功冲击负荷曲线,迭加处理后得到轧机的综合负荷曲线。

3 软件编制

3.1 数据输入

从工艺轧制程序表中读取需要的数据,如各轧机纯轧时间、轧机有功功率、电动机转速、电动机基速、轧制速度及轧件长度等,对数据进行一些筛选和简单预处理,针对不同的工艺轧制程序表,按前述模型就能确定各轧机咬钢时刻及相应的轧制功率。为此,制作Excel表格作为程序输入数据的标准接口,不仅简化了编程的复杂程度,而且针对不同的轧制工艺和方案,仅仅需要修改表中少量的数据就能完成冲击负荷的计算和曲线的绘制。

3.2 程序设计

Matlab是一个集数值计算、符号分析、图像显示、文字处理于一体的大型集成化软件。对于冲击负荷计算和曲线绘制,其本质是对矩阵函数的处理及实现,因此选择功能强大而代码简单的Matlab来进行编程。

对于连续轧制工艺,由于要绘制有功功率和无功功率2种曲线,因此,结合工艺轧制有功功率及不同轧制工艺对应的时序,利用前述结论便可计算对应的无功功率。设计了2个函数,ActLoad Cac And Curve和Rea Load Cac And Curve,并利用主程序Cac And Curve调用这2个函数进行负荷计算和曲线绘制。其中Act Load Cac And Curve为有功功率负荷计算及曲线绘制函数;Rea LoadCac And Curve为无功功率负荷计算及曲线绘制函数。对于可逆轧制工艺,设计了函数BDLoad Cac And Curve实现冲击负荷的计算和绘图。所有数据的输入、Excel数据文件路径的填写,均在主程序中直接进行;需要修改的数据均以文本的形式给出,并以不同颜色进行标志,简单易行。

4 工程应用及验证

根据南京钢铁公司中型厂技改工程在达产后所收集的不同钢种及不同规格产品在实际轧制过程中的主传动负荷数据,对负荷曲线及计算结果进行验证。

4.1 功率因数计算及验证

南钢中型厂主传动均采用直流整流调速装置,会产生较大的无功冲击负荷和较大的高次谐波电流,各直流整流调速装置实际功率因数如表1所示(数据读取日期为2009年06月23日,原料规格为180方坯,成品规格为110圆,钢种为GCr15)。

根据轧制程序表和前面的负荷计算模型计算中轧机无功功率,结果如表2所示。

需要说明的是:5号和6号轧机转速在基速以上,负载功率因数约等于畸变因数0.67。

因此,对于1号中轧机组直流调速装置,

同理,对于2号中轧机组直流调速装置,

由上面计算结果可知,轧制110圆时,仅有前6台中轧机工作,根据式(1)计算出来的功率因数与表1所列实际功率因数吻合。对于粗轧机,在轧制180方坯时,速度均在基速以上,在进行冲击负荷计算时,功率因数为0.67,略小于实际功率因数。可见,整流装置功率因数的计算是可信的,计算的精度满足实际工程需要。

4.2 冲击负荷计算及负荷曲线验证

限于篇幅,仅给出南钢中轧机组有功功率的对比结果。其中实际数据来源为:2009年5月5日南钢中型厂,轧制成品50圆,钢种GCr15。

从南钢PLC控制系统导出相关数据,实际纯轧周期为71 s,间隔时间为28 s。以此为节奏,用Matlab计算有功功率均方根值、有效值、尖峰值,绘制曲线如图1所示,其中虚线曲线表示轧机的叠加负荷,其余的每条曲线表示同时轧制的1根钢坯,依次为第1根钢、第2根钢,等等。

根据轧制表的轧制功率,求得有功功率均方根值、有效值、尖峰值,绘制曲线如图2所示。

根据实际数据仿真得到多根钢同时轧制时的结果为:有功功率均方根值Prms=2 931.7 k W,最大有功冲击负荷ΔP=3 143 k W,有功尖峰负荷Ppeak=3 862 k W。而根据轧制表,按实际轧制节奏求得的结果为:Prms=3 109.7 k W,ΔP=3 388 k W,Ppeak=4 080.3 k W。可见,根据轧制程序表按模型计算绘出的负荷曲线与实际负荷曲线基本相符合。计算出的有功功率均方根值比实际负荷的有功功率均方根值大6%左右,有功冲击负荷比实际冲击负荷大7.8%,有功尖峰负荷比实际尖峰负荷大5.7%。计算产生偏差的主要原因是设计阶段的轧制表中轧制时序及轧制有功功率与实际轧制表本身存在偏差,但根据设计阶段的轧制表及负荷平台计算的结果,能满足工程设计的需要。

5 应用及效果

将计算的主传动负荷与辅传动及其余动力负荷相加,得到全厂的有功和无功负荷计算值。根据计算的无功冲击负荷,就可以确定所需的无功补偿装置容量。南钢中型厂SVC利用轧机负荷计算软件计算的数据进行了配置,见表3。

MV·A

根据现场回访知,南钢中型厂SVC装置补偿效果良好,SVC投入后功率因数能够达到0.98,最好可以达到1。因此本文提出的轧机冲击负荷计算软件在实际应用中是有效的,在SVC设置方面具有十分重要的意义。

设计轧制功率与实际轧制功率存在偏差的原因是多方面的:一方面由于轧制功率与轧制温度、钢种等诸多因素相关,所以工艺轧制程序表中的轧制功率与实际轧制功率难免存在一定的偏差;另一方面,传动装置的功率因数相关因素很多,特别是整流和交交变频装置的功率因数与转速相关,因此实际功率因数还与轧制节奏直接相关。虽然影响轧制负荷的因素很多,但是只要抓住其主要决定因素,如工艺轧制表中的钢种和轧制温度,而忽略次要因素,如轧制速度的偏差、轧件上温度的波动以及感应电动机去磁效应等,由此开发的适用于开坯轧机、万能轧机及棒线材轧机的主轧机负荷计算平台的有功功率、无功功率的有效值和负荷曲线都是准确可信的。

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动态冲击负荷 篇3

在某些地区,高耗能负荷所占比例很大,这些负荷主要由炼钢厂、硅铁厂、电解铝负荷等组成[1,2]。这些负荷的突出特点是生产过程常常伴随有功率冲击。冲击负荷的特点是:1)冲击负荷容量都较大,当发生功率冲击时,其对区域电网的影响也大;2)冲击负荷的功率冲击现象大部分是由其生产工艺决定的,不可避免,只要生产就伴随有功率冲击。

本文针对冲击负荷中两类最重要的电弧炉负荷和电解铝负荷的运行特性和对电力系统的影响进行分析,根据两个变电站的实测数据,利用概率计算原理,分析了这两类冲击负荷对电力系统功率的冲击概率。

1 硅铁电弧炉及电解铝生产特点

在冶金行业,硅铁主要由电弧炉生产,理论和实践分析表明,交流电弧炉是对供电系统造成功率冲击影响较大的负荷[3,4,5,6,7,8]。同时电解铝负荷因为容量比较大且冲击频繁,对电力系统的影响也很大。

1.1 电弧炉生产特点

硅铁生产是用电大户,具有规模大、连续生产的设备多、负荷较集中和易产生冲击功率等特点[5,6,7,8]。

当电弧炉进行生产时,为了稳定电弧和限制短路电流,需要约等于变压器容量35%的电抗容量串入变压器主回路中。大型电弧炉变压器本身具有满足需要的电抗,不需外加电抗器;而小于10 MV·A的变压器,电抗不满足要求,需在一次侧外加电抗器。电抗器的结构特点是:即使通过短路电流,铁心也不发生磁饱和[7,12]。

交流电弧炉冶炼硅铁周期约1～2 h,具体冶炼时间长短取决于供电电压高低、电弧炉容量(吨位)和冶炼材料及其工艺等[5,6]。一般的电弧炉生产过程可分为3个时期:熔化期、氧化期和还原期,各阶段所需时间如图1所示。但是,与炼钢的出铁过程要进行断电操作不同的是,硅铁冶炼的出铁过程和加料是同时进行的,不需要进行断电操作。硅铁冶炼电弧炉的功能是提供一个能维持还原反应的温度场。因此,硅铁冶炼中电弧炉采用连续式生产法,这3个过程没有明显的时间区分[6]。

冶炼过程相对比较平稳,但也会出现电极的上抬和下压现象,主要表现在出铁时的人工调节电极和定时电极调节。电极调节过程伴随电弧弧长的改变,弧长的变化导致电弧电压和电流以及消耗功率的变化[5,8,18]。

硅铁生产不仅对供电的可靠性要求很高,而且其内部的供电形式也较为复杂,一般会形成中小型的供电网络。当硅铁电弧炉发生功率冲击时,系统将由原来的平衡状态过渡到新的平衡状态,大型硅铁冶炼由于基本负荷大,所以相应造成的影响也大[17,19]。

由此可见,硅铁冶炼电弧炉的基本特点是:正常生产的平稳过程外加电极调节,而电极调节的作用使电弧弧长的变化呈现出复杂的特征,从而导致硅铁功率的变化。

1.2 电解铝生产特点

电解铝企业也是一类重要的冲击负荷。电解铝生产采用熔融电解法。电解槽主要由碳素材料为主体的阳极和阴极组成。电解铝生产所需的原材料为氧化铝和氟化盐,电解所需直流电由整流器提供。由于氧化铝熔点很高,因此采用直接熔化提取铝困难很大。但固态氧化铝可以部分溶解在熔点较低的冰晶石熔融液中,形成均溶体。而此溶体的导电性良好。熔融在电解质中的氧化铝在直流电的作用下,可还原出金属铝[9]。铝电解生产用的直流电能,由整流器通过连接母线导入串联的电解槽。一个铝厂通常有几十个到上百个电解槽串联在一起,每个电解槽的电流为几十至几百千安不等。

2 硅铁和电解铝对电力系统的影响

2.1 电弧炉对电力系统的影响

电弧炉负荷对电力系统影响的研究开展得较多。电弧炉性质的冲击负荷受气候影响不大,主要取决于生产工况的变化。其有功功率和无功功率在短期内呈现出无规律的冲击变化趋势,这不仅会对附近电厂机组的正常运行造成影响,而且会对整个电网、尤其对网架结构较为薄弱的地区电网的安全稳定运行产生不利影响[16,19]。

由此可见,电弧炉冶炼的生产过程就是一个功率大幅变化的过程。也就是说,在冶炼过程中,电弧炉的阻抗在无穷大(电极开路)和零(电极和炉料金属性短路)之间变化,电弧炉有功功率的标幺值在0～1～0之间变化,而无功功率的标幺值在0～2之间变化[8]。有功功率的大幅变化会对小型电网的频率产生不小的影响;无功功率的急剧波动,会引起电网电压的急剧波动。

通过查阅资料并结合现场生产过程得知,造成功率剧烈变化的原因是出铁过程。出铁过程伴随有电极的下压和提升以及原料的加入,造成电弧弧长变化极大,使这一过程功率变化很明显。可见,在一个生产周期内除出铁过程外,功率消耗很平稳。

但是出铁过程明显过短,原因是硅铁生产采用连续生产方式,伴随着生产的进行不断向电弧炉内加入原料,由于电极是深入炉内的,从而造成电弧炉上部温度相对较低。原料集中在炉的上部进行焙烧,当出铁时提高电极和炉液下降,造成原料坍塌,使电弧炉弧长急剧变化,直接进入下一阶段生产。由于出铁是硅铁冶炼中较为频繁且必须的操作过程,因此功率的大幅变化频繁发生。

硅铁生产过程操作流程复杂,造成功率波动的原因众多。例如当料批中还原剂过多时,易发生塌料导致电炉的功率发生剧烈变化[3,5,8,19]。但是通过对硅铁生产现场的观察,最重要、最明显的功率波动还是来自于出铁过程。

2.2 电解铝对电力系统的影响

在电解铝生产过程中最常发生的现象就是“阳极效应”[9]。产生”阳极效应”的机理尚未探明,但工业上对此现象早已熟知且对一些原因达成了共识。“阳极效应”是由于电解质中的氧化铝逐渐减少造成的,其外在表现为在阳极和电解质交界处,有明显的弧光放电,伴有噼啪声。每个电解槽每天平均发生0.5～1次“阳极效应”被认为是正常的[9]。

正常的电解铝生产过程,生产线电流基本保持在某个值。当某个槽发生“阳极效应”时,其槽电压会大幅上升。由于采用恒电流控制,那么该槽需求的有功功率会大幅增加,无功功率也会增大。“阳极效应”是不可避免的,只要生产就会存在,这是正常生产时铝厂对电力系统造成冲击的主要原因。

在启动电解槽时也会对整个系统造成巨大的冲击,其原因是在启动时存在“人造效应”[9]。所谓“人造效应”是指在启动新的电解槽时先对全系列进行断电,接入新的电解槽后,然后人为增加要启动槽的槽电压(大概是正常工作电压的4～5倍),并持续10～20 min。这时槽中电解质的温度升高,经过高温反应会把炭渣分离出来。打捞炭渣后,槽的电压会下降,但达到正常工作电压大约需要1～2天。由于存在“人造效应”,在启动电解槽时存在一次人为的冲击现象。

3 一般冲击负荷的概率计算方法

冲击负荷的功率冲击现象不是时刻存在的,当平稳生产时冲击负荷对电力系统几乎无影响,但是当发生功率冲击时对电力系统的影响很大。因此,对电力系统运行人员来说,需要知道某一时刻冲击负荷会发生功率冲击,且需要得出发生功率冲击的概率;当有多个冲击负荷存在时,还需要知道多个冲击负荷同时发生的概率。

冲击负荷与常规负荷不同,它因生产过程而定,具有一定的规律。功率冲击负荷的幅值大小和冲击负荷出现频度与冲击负荷设备性能、工人操作技能等很多因素有关。这些因素中最重要的是功率冲击频率和冲击出现时间。

每个电弧炉有典型的电弧冲击负荷曲线。在曲线上出现的每个生产周期可以认为是一个随机事件,以A表示,设电弧炉一个生产周期的时间为t,则一个观察时期出现的概率为:

式中:n4为冲击发生次数;tA为冲击发生维持时间;T为观察时间。

如果系统中有两个冲击负荷的话(每个冲击负荷是互相独立而冲击发生也是随机的),则两个冲击负荷的同时发生概率是:

同样,多个冲击负荷同时发生概率是:

4 应用算例

本次的应用算例采用中国某电网A和B两个变电站的运行记录数据。A变电站所测为硅铁负荷,其负荷动特性记录装置从2008年3月投入使用以来,采集了大量的数据。通过对这些数据的分析得出,该硅铁负荷对A变电站110 kV负荷母线的电压影响很小,但是有功和无功功率的变化很大。经查阅资料和现场调研,硅铁负荷两次发生冲击的时间间隔大都在2 h左右,硅铁的出钢过程大约持续20 min。

B变电站所接测量设备主要测量某铝厂一个200 kA电解槽生产线。电解铝的生产,往往采用大电流低电压,电流经过整流,采用恒电流控制。该200 kA的生产线由500多个电解槽串联起来进行不间断生产。每个电解槽的电压为4 V左右,电流为200 kA。根据B变电站记录的数据,每槽每天平均出现0.5～1次“阳极效应”被认为是正常的,“阳极效应”从发生到结束大概会持续1～2 min,但现在都采用消减“阳极效应”的措施,从而使效应持续时间大为缩短。“阳极效应”是不可避免的,只要生产就会存在,这是正常生产时电解铝对电力系统造成冲击的主要原因。

通过上述分析,观察时间取1天为单位,根据式(3),电解铝“阳极效应”按持续1 min、每个电解槽每天均发生1次计算,则电解铝负荷发生概率为:

以同样方法计算,硅铁负荷发生功率冲击的概率为0.166 7。

两件事件是独立,也是随机的。根据式(2)计算,两件事件的同时发生概率为0.057 9。

5 结论

在电力系统中,由于冲击负荷的特殊性,其生产过程伴随有对电力系统的功率冲击。本文分析了硅铁和电解铝两类冲击负荷的生产特点,依据理论分析和现场调研发现了硅铁和电解铝冲击负荷对电力系统造成功率冲击的主要原因。

动态冲击负荷 篇4

本文提出采用高压大容量调功器来镜像平衡 (镜像平衡是指任一时刻, 调功器功率和冲击负荷功率一升一降, 两者功率之和平衡在某一恒定功率) 冲击负荷造成的功率波动, 高压调功器基于晶闸管三相交流调压原理[6], 通过改变晶闸管的触发角度, 来改变热水锅炉的三相输入电压, 从而无级调节锅炉消耗功率, 使锅炉功率与冲击负荷功率镜像对称, 达到总负荷稳定, 避免了系统频率的剧烈波动。

1 调功器组成与控制策略

根据测算, 1 min内钢厂所有冲击负荷的最大功率波动约150 MW, 单套高压调功器容量40 MW, 共有4套调功器, 接入10 k V母线。高压调功器由晶闸管阀组、负载电感、滤波器、热水锅炉组成, 如图1所示。阀组由一定数目的反并联晶闸管 (VT1和VT2) 串联组成, 晶闸管阀组与负载电感L0三相串联, 负载电感出线接额定功率为40 MW的热水锅炉, 负载电感的作用是减小高压调功器运行中产生的谐波, 降低阀组开通时的电流上升率。为了避免高压调功器运行中产生的谐波流入系统, 配置由L1, C1组成的5次滤波器和L2, C2组成的7次滤波器。

高压调功器与静止无功补偿器 (SVC) 相比, 虽然都是基于三相交流相控调压原理, 但有着本质上的区别。SVC是按三相角形接线, 它既可以对负荷无功进行补偿, 使得补偿后的系统无功为0, 也可以对母线电压进行控制, 维持电压稳定[7,8];而高压调功器是按三相星形接线, 通过调节晶闸管阀组的导通角度来调节热水锅炉的输入电压, 从而调节热水锅炉消耗的功率, 也即调功器只能吸收有功, 对负荷有功进行镜像平衡, 使得系统有功平衡在某一恒定功率, 达到频率稳定的目的。由于热水锅炉是纯阻性负载, 因此可以用电阻来等效, 得到的高压调功器的单相等效电路图, 如图1 (b) 所示。

设输入电压 , 则输出电压有效值:

式 (1) 中:α为晶闸管阀组的触发角;θ为晶闸管阀组的导通角;且α与θ所示关系[1]:

式 (2) 中:φ=arctan (WL/R) 为负载阻抗角。

由式 (1) 、式 (2) 可知, 输出电压有效值与导通角和触发角相关, 而导通角与触发角的关系是一个非线性超越方程, 因而输出电压与触发角之间没有确定的函数关系, 因此在确定的负载阻抗角下, 通过数值法求解出调功器的功率与触发角的关系, 如表1所示。

对表1中的数据进行曲线拟合, 得到负荷功率 (标幺值, 基准值为40 MW) 与触发角的函数关系:

利用式 (3) 的拟合函数, 便可以快速根据高压调功器功率指令计算方出晶闸管阀组的触发角度, 使得高压调功器的实际功率快速跟踪功率指令的变化。为了对曲线拟合计算出的触发角误差进行补偿, 将高压调功器的功率测量值Pmeas与指令值Pref做差后进行积分调节, 积分调节器输出的闭环触发角指令αcl与拟合函数计算出的开环触发角指令αop相加, 作为最终的触发角度, 如图2所示。通过f (P) 函数保证控制的快速性, 通过积分调节保证控制的准确性。

2 冲击负荷平衡控制策略

冲击负荷平衡控制策略就是通过对各路冲击负荷进行采样, 按下式所示的冲击平衡算法计算出高压调功器的功率指令Pref:

式 (4) 中:Pi为冲击负荷功率瞬时值;Pi_mean为冲击负荷功率平均值;Pb为高压调功器的功率基准值。

冲击负荷平衡示意图如图3所示。当冲击负荷功率突然增大时, 高压调功器功率快速减小;冲击负荷功率突然减小时, 高压调功器的功率快速增大, 维持系统总负荷功率保持稳定, 避免频率大幅波动。

通过对各种轧机、精炼炉等冲击负荷功率波动曲线的研究发现, 各种冲击负荷的波动范围较为固定, 负荷平均值变化不大, 可事先人为设定, 因此分别计算各个负荷的实际功率值与功率平均值的偏差量, 并将这些偏差量求和, 作为总的功率偏差量用于调整高压调功器的出力, 叠加高压调功器功率基值后, 就是高压调功器的实际出力指令值, 其控制逻辑框图如图4所示。

对于冲击负荷的运行和停止状态, 采用负荷功率值+延时进行判断。当负荷投运时, 将负荷平均值设置为设定值;当负荷停运时, 将负荷平均值设置为0, 以提高系统的经济性。

3 仿真验证

利用PSCAD/EMTDC仿真软件搭建了容量为40MW的高压调功器仿真系统, 降压变压器容量50MV·A, 110/10 k V, 短路阻抗百分比为10.5%, 负载电感2 m H, 额定容量为40 MW的热水锅炉用2.5Ω的电阻来等效, 5次滤波器容量为10 Mvar, 电容大小313.92μF, 串联电感1.31 m H, 7次滤波器容量为5Mvar, 电容大小156.95μF, 串联电感大小1.33 m H。

高压调功器功率指令从0 MW阶跃到40 MW时调功器的电压有效值、瞬时电流及功率波形如图5所示。经过10 ms时间, 调功器功率就从0 MW阶跃到40 MW, 且无超调, 10 k V母线电压波动是由调功器功率阶跃时吸收的无功功率变化导致, 该电压波动在允许范围之内, 由此证明了采用基于晶闸管的三相交流调压原理的高压调功器来平衡冲击负荷的可行性。

4 试验验证

利用高压调功器去平衡钢厂内2150主传动生产线上的冲击负荷, 冲击负荷波动范围为0到50 MW, 冲击负荷平均值25 MW, 设置高压调功器基值35MW, 高压调功器最大出力70 MW, 平衡效果如图6所示。高压调功器对冲击负荷的波动功率进行了镜像平衡补偿, 平衡后的总负荷功率曲线为一平滑的直线, 达到了冲击负荷平衡的效果。

5 结束语

针对工业轧机、电弧炉等冲击性负荷运行时, 有功功率波动幅度大且频次密集的问题, 提出采用高压调功器来镜像平衡冲击负荷造成的功率波动, 维持电网频率稳定。通过PSCAD/EMTDC仿真和现场冲击负荷平衡试验波形验证了基于高压调功器的冲击负荷平衡方案的正确性。

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动态冲击负荷 篇5

关键词：冲击负荷,区域等值电网,谐波畸变,电压波动,治理措施

0 引言

以电弧炉、轧钢机为代表的冲击性负荷，会产生较大的谐波电流和无功波动，严重时会引起周边电网的电能质量超标[1]。当众多冲击负荷在区域电网集中时，它们之间相互作用对电网的影响无法用简单的线性叠加来描述，冲击影响的范围更是难以直观估计。有效分析多个冲击负荷接入时对区域电网的影响程度是保证电力系统安全运行不可或缺的内容[2,3]。谐波畸变和电压波动是冲击负荷所造成的主要电能质量问题，本文主要从这两方面研究冲击负荷接入对区域电网电能质量的影响。

冲击负荷建模是研究的基础，以往主要采用时域仿真法[4]，这类模型能大体反映负荷的特性，但难以全面展现冲击负荷给电网带来的电能质量问题;另外，冲击负荷的种类繁多，此种模型无法穷尽各种情况。为解决以上问题，文献[5]基于实测数据，使用ATP/EMTP软件将冲击负荷模型用可控电流源表示;文献[6]采用现场录波数据作为冲击负荷的模型，文献[7]将冲击负荷等效为受现场实测数据控制的电流源。基于以上研究，本文提出了一种基于实测数据拟合的建模方法，可直观反映冲击负荷的电能质量问题，且可方便地修改负荷的大小和功率波动以模拟不同的负荷情况。

冲击负荷模型建立之后，需将其接入系统中研究对区域电网电能质量的影响。以往常采用基于无穷大电源串联由短路容量换算出的短路阻抗[8,9]建立的等值电网模型，这种方式可用于研究具有同一个公共连接点(Point of Common Coupling,PCC)的冲击负荷。当需要研究分布式的冲击负荷接入某一区域电网的影响时，此方法无法满足研究需求，因接于区域电网其他PCC的冲击负荷的影响并未被考虑在内。若接入以往的等值电路中，各个冲击负荷所在公共耦合点的电能质量可均在国标范围内而允许直接接入，但实际上大量冲击负荷的同时接入会导致区域电网中诸多节点的电能质量超过国标要求。

针对以上问题，本文进一步提出了多个冲击负荷接入某区域电网的研究方法。以富含钢铁类、水泥类、铝业类、铁合金类冲击性负荷的重庆电网为例，首先在PSCAD中建立了一种基于实测数据拟合的冲击负荷模型，并搭建了重庆区域的等值电网。以此为平台仿真分析了多个冲击负荷接入不同PCC时对电网的综合影响，并针对电能质量超标的情况，提出了针对冲击性负荷的综合治理方案。

1 基于实测数据拟合的冲击负荷模型

1.1 实测数据

利用Dranetz-BMI PowerVisa电能质量分析仪在重庆市某铝材厂测试稳态数据并录波，此铝材厂含有两条轧机线，测试时只有一条轧机线工作。在铝材厂35 k V进线侧测量有功、无功冲击，如图1所示;在10 kV轧机进线侧对电流录波，并通过Dran-view软件对A相电流进行DFT分析，如图2所示。由实测数据可知：冲击性负荷的有功冲击∆Pmax=2 MW，无功冲击∆Qmax=3 Mvar，且三相电流不断变化，主要含有5、7、11、13次谐波。

1.2 模型的建立

提出基于实测数据拟合的新型建模方法，首先在Matlab中处理实测数据得到电流的拟合函数，进而在PSCAD中建立向节点注入受控拟合电流的自定义模型，具体步骤如下。

实测数据测试时每次录波时间为200 ms，采样10个周期，每周期采样256个点，选取某一典型周期的电流波形进行分段多项式拟合，得到电流波形的拟合函数。在PSCAD中建立自定义模型，编写拟合函数并设定节点电气属性为电流源注入。在程序中给注入电流加入正弦波动和高斯噪声以模拟轧机电流的不断变化。以铝轧机为例建立模型，并将所建立的两个铝轧机模型加入配电网中，如图3所示，轧机配电系统的主要参数如下：

金龙110 kV母线短路容量：2 113 MVA;

铁佛35 kV母线短路容量：511 MVA;

金铁线：长度：4.165 km型号：2×LGJ-300/2;

铁奥线：长度：1 274 m型号：LGJ-185/25;

厂变：10 MVA,35 kV/10k V,8%。

在配电网中，PCC点的电压波动由有功冲击和无功冲击共同引起，只有保证∆Pmax、∆Qmax的仿真值和实测值相同，才能反映最大的电压波动。仿真设定工况为两条轧机线同时工作并按最大负荷情况考虑，此时∆Pmax、∆Qmax均较单条轧机线时增加一倍，得到35 kV进线侧有功、无功冲击情况如图4所示，10 kV轧机进线侧的三相电流波形及A相电流的FFT分析结果如图5所示。由仿真结果可知：有功冲击伴随着无功冲击，有功冲击∆Pmax=4 MW，无功冲击∆Qmax=6 Mvar。模型电流与实测电流波形一致，FFT分析结果基本相同，可见模型较为准确地反映了实测电流的性质。重庆地区的其他冲击负荷，如精炼炉、中频炉、矿热炉、轧机、水泥窑等都可采用这种方法建立模型。不同的是电弧炉采用受控电压源模型，并在电弧电阻中加入正弦波动和高斯噪声以实现电压的波动和闪变[10]。

2 冲击负荷接入系统的等值电网

2.1 等值电网的建立

以往用于研究冲击负荷接入系统影响的等值电路只是在PCC处加无穷大电源和根据短路容量计算出短路阻抗，但该等值电路只能用于研究具有相同PCC的多个冲击负荷。当需要研究具有不同PCC的大量冲击性负荷接入区域电网的综合影响时，必须建立冲击负荷所在地区的等值电网。

本文采用了Ward等值和基于戴维南定理多电势等效转化相结合的网络等值方法[11]。Ward等值将电网节点分成内部系统、边界节点、外部系统三个子集合，内部系统不变，消去外部节点。消去部分的网络化简集中于边界点导纳矩阵，注入电流转移到边界点上。在Ward等值结果中，边界节点相互之间存在着联络阻抗，而在电力系统电磁暂态仿真中，要求网络等值简化后其边界节点为等值电势串联等值阻抗的形式。因此，等值电路还需进一步通过戴维南定理多电势等效转化方法将每个PCC节点的等值电路进行简化，才能在PSCAD中搭建等值电网并进行电磁暂态仿真，等效转化处理如图6所示。

利用戴维南定理，可以得到边界1等效转化后的等值阻抗Z1EQ和等值电势E1EQ的计算公式(1)。其中Z11为边界1的等值对地阻抗，Z12、Z13分别为边界1与边界2、边界3之间的等值互联阻抗，为边界1的等值电势，为各边界的潮流计算电压相量。同理，其他边界节点也可以按照公式(1)，实现图6所示的等效转化。

根据重庆电网大方式下的PSASP基础数据库，以凤凰金龙变电站附近区域为研究网络，以板桥220kV、江东220 kV为边界母线，先进行Ward等值，再按戴维南定理多电势等效转化进一步等值，结果如表1所示(标幺值)。Z1EQ、Z0EQ为简化后边界m的等值阻抗，E1EQ为简化后边界m的等值电势，利用等效后得出的相关参数可进行电磁暂态仿真。

2.2 等值电网的验证

按照以上等值电网计算结果，在PSCAD中搭建冲击负荷所在地区的区域电网。为考察冲击负荷在重庆电网大运行方式下接入时的电能质量，PSCAD中等值电网的各母线电压和短路容量需和PSASP中的重庆电网大方式保持一致。选取等值电网的部分母线电压与PSASP中潮流计算值对比，如表2所示。在PSASP和PSCAD中进行相同母线的短路试验，测得的母线短路容量结果如表3所示。由数据对比可验证，等值电网中各母线电压和短路容量与PSASP中潮流计算值和短路实验值基本一致，因此等值电网可满足研究要求。

3 冲击负荷接入等值电网的电能质量分析

基于实测数据拟合的电流源模型反映了冲击负荷的外特性，与电网运行方式有一定关系，因此等值电网模型应符合数据测量时的运行方式。本文冲击负荷建模时所采用的实测数据是在重庆电网大方式下测得的，电网等值时采用的是PSASP中重庆电网大方式下的基础数据库，因此本文以冲击负荷在重庆电网大方式下接入为例，研究冲击负荷接入等值电网时的电能质量。

3.1 单个冲击负荷接入等值电网

将冲击负荷模型接入等值电网，分析系统各公共耦合点的谐波电流、谐波电压与电压波动情况并与换算后的国标允许值比较，进行电能质量的评估。以某铝材厂为例分析，若不加装任何治理设备，铝材厂的模型及其配电网加入等值电网之后如图7所示。

3.2 接入系统电能质量分析

3.2.1 公共连接点谐波电流评估

依据《电能质量公用电网谐波》GB/T 14549-93规定，允许铝材厂注入PCC—铁佛变电站35 kV母线的谐波电流应按最小短路容量及负荷分量换算。PCC最小短路容量为511.2 MVA;国标基准短路容量为250 MVA;用户的用电协议容量，取铝材厂两台主变容量2×10=20 MVA;公共连接点的供电设备容量，取变电站主变容量50 MVA。对5、7、11、13次谐波电流允许值进行换算，对仿真电流进行FFT分析，结果如表4所示。对比可得，5次谐波电流超过注入PCC允许值，超出含量为175%。从谐波电流角度考虑，铝材厂不能直接接入系统。

3.2.2 公共连接点谐波电压评估

依据《电能质量公用电网谐波》GB/T 14549-93规定，35 kV电压等级下，PCC的谐波电压限值如表5所示。对PCC电压进行FFT分析，其主要谐波含量如表6所示，对比可得，铝材厂引起PCC的各次谐波电压含有率和电压总谐波畸变率(Total Harmonic Distortion,THD)均未超过国标规定的限值，从谐波电压的角度考虑，铝材厂允许直接接入。

3.2.3 公共连接点电压波动评估

《电能质量电压允许波动和闪变》GB/T 12326—2000规定，对于随机性不规则的电压波动，35 kV电压等级下的波动范围为2%,35～220 kV电压等级下的波动范围为1.5%。仿真可得公共连接点电压波动为1.14%，低于国标规定的35 kV电压等级下的波动范围，因此从电压波动的角度考虑，铝材厂允许直接接入。

3.3 多个分布式冲击性负荷接入等值电网

此区域电网还有两个轧钢厂和一个炼钢厂，轧钢厂1接入电压等级为110 k V，主要冲击负荷为两条轧机线的所带负荷;轧钢厂2接入电压等级为110 k V，主要冲击负荷也为两条轧机线的所带负荷;炼钢厂接入电压等级为110 kV，主要冲击负荷为两台电弧炉。将它们和铝材厂一起接入等值电网中，分析对区域电网电能质量的影响，接入位置如图8所示。国标规定110 kV等级下电网谐波电压限值如表7所示。

对于随机性不规则的电压波动，110 kV等级下电压波动范围允许值为1.5%。

多个分布式冲击性负荷接入电网时，铁佛35 kV母线电能质量如表8所示，其他母线的电能质量如表9所示，多条母线的电能质量超过国标。铁佛35 kV母线的电压畸变率THDu较单独接入时由2.57%升高到了3.02%，且5次谐波电压含量由2.23%升高到2.71%，均超过国标允许值;母线电压波动由1.14%升高到1.71%，波动范围大幅提高，接近于国标限值。可见当接入等值电网中其他PCC的冲击负荷增多时，即使接入原PCC的冲击负荷功率不变，原PCC母线上的电能质量也会有所下降，原来在国标范围内的部分电能质量指标会超过限值。

由此可见，如果只是在PCC处加一等值电源分析PCC母线的电能质量，该母线电能质量可能在国标范围内，从而容易得出允许冲击负荷直接接入电网的结论。但当依此结论直接接入区域电网各PCC的冲击负荷越来越多时，多个冲击负荷引起的综合效应会使得原PCC母线的电能质量下降，进而有可能超过国标限值，这种情况是只在PCC加一等值电源所不能分析得出的。因此需采用将多个冲击负荷接入等值电网的方法考察PCC母线的电能质量，更能反应实际情况。

4 电能质量的治理

当冲击性负荷引发电能质量超标时，应当按照规定予以治理，将谐波畸变和电压波动限制在国标要求之内，以减少对电网的污染和危害。结合冲击性负荷的特点，分析了以下主要治理方案。

4.1 提高接入电压等级

短路容量大，基波和谐波短路阻抗小，注入电网相同的谐波电流时，此谐波电流在较小的谐波阻抗上，产生的谐波电压较小;同样的无功变化量引起的电压波动也相应的变小。一般较高电压等级母线的短路容量比低电压等级大，具有承担较大谐波和无功变化的能力，因此当某一地区含有较多冲击负荷时，对于新投入的冲击性负荷，可以适当提高其接入电网的电压等级[12]。

4.1.1 单独提高铝材厂接入电压等级

将铝材厂接入电压等级从35 kV提高到110 kV，接入点电能质量如表10、表11所示。PCC母线电压波动范围降为0.1%。可见，提高电压等级后谐波电流、谐波电压含量、电压波动范围均在国标限值内，可直接接入系统。较高电压等级母线具有承担较大谐波和无功变化的能力，可以提高冲击负荷的供电电压等级使接入点电能质量满足国标要求。

4.1.2 同时提高多个负荷的接入电压等级

将此区域电网内的多个负荷同时提高电压等级接入：铝材厂110 kV接入，轧钢厂220 kV接入，炼钢厂220 kV接入。冲击负荷接入更高电压等级时电网电能质量如表12所示。

与表9对比可得：将电网内所有冲击负荷都提高电压等级时，各条母线的电能质量都可满足国标要求。由于金龙220 kV站和花园220 kV站靠近电厂，其母线短路容量大，导致电压波动变化较小。但需要注意的是，各条220 kV母线的THDu却都有较大上升。如果更多的冲击负荷提高电压等级接入，则很有可能导致多条220 kV母线的电能质量超过国家标准，进而造成电网更大范围的污染。

4.1.3 负荷增大时提高电压等级

依据国标，电压波动的评估公式在高压电网中可以为：d((35)Qi/S sc)100%((35)Qi为三相无功功率变化量;Ssc为PCC短路容量)。高电压等级母线具有更大的短路容量，所以同样的无功变化量引起的电压波动更小。但当负荷增大时，谐波电流和无功变化量增大，提高接入电压等级可能会导致高电压等级母线的THDu和电压波动范围超过国标值，造成更大范围的污染。当全部企业提高电压等级接入时，轧钢厂1负荷增加1.75倍，分析的结果详见表13。

由表13可知，随着负荷容量的增大，即便轧钢厂1提高电压等级接入，其新接入点凤凰220 kV母线和原接入点凤凰110 kV母线的电能质量也均超过国标限值，可见接入高电压等级母线的负荷容量也有一定限制。

综上所述，随着接入负荷的增多以及负荷容量的增大，提高接入电压等级会导致高电压等级母线的电能质量超标，进而造成更大范围的电能质量污染。所以，提高接入电压等级只是治标的办法，冲击负荷对电网和自身影响的各种量值并未消除，而是送到更高电压等级的电网中去扩散。

4.2 加装治理设备

4.2.1 采用滤波装置滤除谐波

采用滤波装置就近吸收冲击负荷产生的谐波，以减少其注入电网的谐波电流，是抑制谐波的一种有效措施。加装滤波器是治本的办法，它使谐波源对电网影响就地消除，企业大多将无源滤波装置或有源滤波器并接在负荷进线侧来滤除谐波[13,14]。

4.2.2 加装SVC消除电压波动

冲击性无功负荷主要引起电网电压波动，对于冲击性无功负荷引起的电压波动，企业通常采用在各车间设置静止型动态无功补偿装置(Static Var Compensator,SVC)来治理。当负载无功功率变化时，SVC可保持整个系统从电网吸收的无功功率恒定，冲击性无功负荷引起母线的电压波动可以限制在国家标准允许值之内[15,16]。

SVC可以有效地消除电压波动和谐波，但当产生的冲击性无功负荷对电网的影响较小时，仅装设滤波装置即可。

4.2.3 重庆电网冲击负荷实测电能质量分析

重庆电网有诸多冲击负荷用户，比如重钢、永航钢铁、冀东水泥、潼南牵引站等，根据实测数据，这些用户接入电网引起的各类电能质量问题如表14所示。由表可知，大容量钢铁企业引起的电能质量问题较严重，包括电压波动、谐波畸变等;中小容量钢铁和水泥企业主要引起谐波畸变;电铁主要引起电压波动和三相不平衡。

为了对上述用户采取治理措施，具体分析了各用户所包含的冲击负荷，并根据每种冲击负荷所引起的电能质量问题选择治理设备。根据实测数据，将这些冲击负荷引起的主要电能质量问题和建议选择的治理设备归类如下，见表15。

5 结论

本文提出了基于实测数据拟合的冲击负荷模型，并基于ward等值法和戴维南定理多电势转化相结合的方法搭建了重庆地区的等值电网，以此为平台分析了冲击负荷接入重庆电网所引起的电能质量问题，提出了针对冲击性负荷的主要治理方案，得出如下结论。

(1)当接入重庆电网的冲击负荷越来越多时，用冲击负荷接入单个等值电源的方法来研究PCC的电能质量，已无法准确反映分布式冲击负荷接入电网中所引起的综合效应。因此，需采用将冲击负荷接入区域等值电网的方法来分析系统中各关键公共耦合点的电能质量，以更准确地评估众多冲击性负荷接入电网带来的影响。

动态冲击负荷 篇6

近年来,微电网凭借其投资少、见效快、机动灵活、安全可靠的优点,受到了越来越多的关注。微电网潜力巨大,发展十分迅速,但由于其发展时间较短,且与大电网具有明显的不同,故在许多方面仍然存在一些问题。

随着我国工业生产规模不断扩大,大容量波动性负荷相继出现,对电网的承受能力和稳定性提出了更高的要求。而微电网由于其本身的特点,系统惯性小,阻尼不足,不具备大电网的抗扰动能力,在能量需求变化的瞬间,分布式电源无法满足需要,所以微电网需要依赖储能装置(ESS,EnergyStorage System)来达到能量平衡[1]。储能对于带有冲击性负荷的微电网来说尤为重要。

学术界对于冲击负荷对电网造成的影响的研究早已开始。参考文献[2]分析了大型轧钢厂冲击负荷对电网频率的影响;参考文献[3]分析了超高功率电弧炉冲击负荷造成的电压波动,并通过配置无功补偿装置(SVC)抑制波动;参考文献[4]则通过基于属性的控制方式来平抑功率的波动,减少冲击负荷对电网的影响;参考文献[5]提出了一种计及冲击时间不确定性的分析炼钢厂冲击负荷对电网影响的新方法。此外,和微电网储能容量配置相关的研究也已展开,并取得了一些成果。参考文献[6]提出了基于饱和控制理论的储能装置容量配置方法;参考文献[7]研究了用于电网削峰填谷的储能系统容量配置并进行了经济性评估;参考文献[8]提出了用于短期电网调度的风电场储能容量估算法。

由此可以看出,目前国内对于冲击负荷的研究主要针对大电网而言,而对储能配置的研究则集中在在风光互补系统方面,对冲击负荷场景下储能容量配置的研究还比较少。

本文在分析了冲击负荷特性的基础上,选择超级电容作为储能装置,并以储能容量最小为优化目标,研究冲击负荷场景下微电网储能的容量优化配置方法。

1 冲击负荷对电网的影响和特性分析

冲击负荷是指具有周期性或非周期性,其值在瞬间变化很大的负荷。这类负荷在现代工厂中十分普遍,如电弧炼钢炉、轧钢机等。

冲击性负荷会产生较大的谐波电流和功率波动,引起系统的频率振荡和电压闪变,进而使供电可靠性下降,破坏电网稳定性[9]。由于无功功率急剧变化,引起公共接入点(PCC,Point of CommonCoupling)附近的电压产生急剧波动,从而严重影响变压器、电压互感器等电气设备的正常运行,具体体现在加速绝缘老化,引起机组振荡,导致设备强迫停运率升高,寿命严重缩短[10]。另外,冲击负荷是非线性负荷,当区域内存在多种冲击负荷时,负荷之间的相互作用对电网的影响无法用简单的线性叠加来描述,冲击影响的范围更是难以直观估计[11]。

冲击负荷一般有如下特点:(1)变化幅度大,其峰值可能达到其平均负荷的数倍或数十倍。(2)变化迅速,但出现峰值的时间明显过短。一个生产周期中大部分时间功率都处于平滑稳定状态。(3)冲击具有随机性,但对于某一种特定的负荷类型,冲击特性和负荷特性数据变化规律基本相同。

针对冲击负荷的上述特点,可知削弱冲击负荷对电网冲击性的关键在于平抑功率波动。本文通过在微电网中配置一定量的储能对冲击负荷的功率曲线进行削峰填谷,将其功率波动控制在允许的范围内,从而减少其对微电网系统的冲击。

2 储能装置选择

储能装置是微电网系统暂态稳定不可缺少的一部分。储能装置凭借其可充可放的特性,在能量过剩时储存能量,能量不足时释放能量,能够起到削峰填谷、平滑功率波动的作用。储能在微电网中的作用还包括辅助系统启动、实现并离网平滑过渡、电能质量治理等方面[12]。

目前微电网中应用的储能技术主要包括:飞轮储能、超级电容器储能、超导储能、蓄电池储能等[13]。每种储能方式都有各自的特性和适用范围,见表1[14]。

影响储能配置的因素主要有负荷的特点、反应速率、效率和使用寿命等[15]。实际选择储能装置时应综合考虑上述因素,以期达到最好的补偿效果。

目前在风光储互补发电的微电网系统中一般采用蓄电池储能的方式。蓄电池能量密度高,能很好地满足电力高峰负荷时的能量需求,但缺点是充电电压不能太高,充电电流不能过大,且充放电时间较长,不能适应快速充放电切换,因此并不适用于冲击负荷场景[12]。

相比之下,超级电容器在功率密度上具有明显的优势,且其充放电迅速,短时间内可以放出很大的电量,完全能够满足对冲击性负荷快速频繁大功率充放电的要求[16]。另一方面,冲击负荷虽然在冲击时刻瞬时功率很大,但由于冲击时间较短,故能量波动并不十分剧烈,所需储能容量相对较小,而超级电容器的能量密度较低,能在满足功率密度要求的同时保证配置的容量不致过高,从而节约了成本。此外,超级电容器还有储能效率高,循环寿命长,环境适应性好且无污染的优点[17]。

从表中还可以看出,飞轮储能和超导储能的功率密度和效率均不如超级电容器;飞轮储能在1 h内大约只能进行四次充放电,不能满足冲击负荷随机性和频繁充放电的需求;而超导储能价格显著高于另外三种储能方式,一次性投入成本太大,目前尚未得到大规模应用[14]。

综上所述,本文选择超级电容器作为冲击负荷场景下微电网的储能装置,在极好地适应冲击负荷特性、发挥最佳补偿效果的同时,又能节约配置储能装置的成本。

3 容量优化配置方法

本方法先对冲击负荷采样数据进行频谱分析(由前面分析的冲击负荷特性(3)可知,一家特定工厂的冲击负荷的采样数据,能很好地代表该工厂冲击负荷普遍的冲击特性和变化规律),基于频谱分析结果,确定满足功率波动率要求的补偿频段,同时考虑储能装置荷电状态(SOC)约束以及储能系统连续运行条件的约束,从而确定所需配置ESS的额定功率和额定容量。

3.1 控制目标

利用储能平抑冲击实际上是将功率波动控制在合理的范围内。用表征波动率FTE表征平滑时间窗口TE的功率波动程度,FTmEax表征波动率约束上限值,则有FTE≤FTmEax。

FTE的计算公式如下:

式中:Pn为额定功率;PTmEax、PTmEin分别为TE时间段内功率的最大、最小值。

3.2 约束条件

另外,鉴于对储能装置本身的特性和运行时经济性的考虑,在实际应用中ESS还需满足下列约束条件。

1)荷电状态约束SOClow≤SOC≤SOCup

SOC反映ESS剩余容量,其数值定义为ESS剩余电量占总容量的百分比。过度充放电会严重缩短储能装置的寿命,因此必须对SOC进行限制,使其在任何情况下都满足:

SOClow≤SOC≤SOCup。

其中,SOCup和SOClow分别为储能系统运行过程中电荷状态的上限和下限值。

2)储能装置连续运行约束ΔE=0

经ESS补偿之后的功率曲线不但要满足控制目标要求,还要保证ESS能够连续稳定运行。为此,要求在整个样本周期内,ESS运行过程中满足净充放电量基本相等,即:

式中Ts为采样周期。

3.3 额定功率的确定

满足目标功率输出的ESS最大充放电功率可以通过频率分析的方法来获得,有以下几个步骤:

(1)离散傅里叶变换

对以一定采样频率(fs)采集的冲击负荷样本数据Pg(k W)进行离散傅里叶变换(DFT),得到:

Ag(i)为样本中第i个频率fg(i)对应的幅值,Ns为采样点个数。

由香农采样定理和离散傅里叶变换数据的对称性可知,Ag以奈奎斯特频率(fN=fs/2)为对称轴成轴对称,故只需要考虑0~(1/2)fs频率范围的幅频特性。

(2)用试差法确定ESS补偿的功率频段

实际分析结果表明ESS补偿容量与补偿频段直接相关[18,19]。一般来说,因为高次谐波的幅值相对小于低频段,所以补偿高频段所需配置的ESS容量一般小于低频段。故确定补偿频段时可以从高频开始向低频延伸,上限设为奈奎斯特频率,下限通过试差法确定,得到满足目标功率输出要求的补偿频段Fps1,与之以奈奎斯特频率为轴对称的频段为Fps2。

将该频段频率对应的幅值置零,补偿频段外的幅值不变,代表消除该频段范围功率波动,再对该数据进行逆变换,即得到经补偿后的联合目标功率输出P0,如式(4)、(5)所示:

则储能系统的补偿功率输出Pb0(Pb0(i)为正表示储能装置放电,为负表示充电)如式(6)所示:

(3)获得实际目标功率输出,确定额定功率

考虑到储能系统实际充、放电效率(不妨假设)不可能为100%,此时储能系统实际充放电功率变为Pb,如式(7)所示,导致实际存储的电量小于释放的电量,即ΔE>0。为了使目标功率输出约束和波动率约束仍然满足,而不改变功率波动率,可以将Pb曲线向下平移使得ΔE=0。该平移量记为ΔP,可通过迭代计算得到。平移后即可得到系统功率目标输出Pa,如式(8)所示,储能实际的输出功率Pb0',如式(9)所示:

将Pb0'重新代入式(7)可获得考虑充放电损耗后的ESS实际充放电功率值Pb',整个样本周期中Pb'的最大值即为ESS的额定功率值PESO:

3.4额定容量的确定

根据计算出的储能系统功率数据,额定容量EESO可由式(11)、(12)计算得到:

另外,起始时刻储能系统的剩余电量Eb,acu(0)如公式(13)所示:

其中SOC(0)即初始电荷状态,它决定了储能在安装时的充电量。其表达式为:

由公式(14)可知,在满足约束的ESS最小容量确定之后,相应满足约束的SOC初始值也随即确定,可以保证储能设备连续平稳运行。

4 算例分析

以江苏某轧钢厂的实测冲击负荷数据为例,确定ESS的额定功率和额定容量,并进一步讨论超级电容储能的经济效益。为使优化效果更加直观,只对一台轧钢机的冲击数据进行分析,需要指出的是,当有多台轧钢机同时运行时,功率波动更加剧烈且具有更大的随机性,但处理方法相同。

根据超级电容器的充放电特性,综合充放电效率定为95%,ESS充放电效率相等且均为97.47%;SOC上限取为0.9,下限取0.5。经补偿过后的控制目标定为13.5 MW,且波动率不超过10%。原始的冲击功率曲线如图1所示。

首先对该数据通过离散傅里叶变换进行频谱分析,得到在频域中的幅频特性。基于幅频特性曲线,确定满足输出波动率要求的ESS补偿频段。

为方便叙述和理解,将频率范围用对应的周期值来表示。利用试差法得到该样本数据的补偿频段对应的周期段为[2,170.7](s)。需要指出的是,实际分析表明,一般ESS补偿的频段越大,则输出的功率波动就越平缓,而相应的ESS电源的功率波动就越剧烈,充放电也越频繁。

对补偿后的频谱进行离散傅里叶逆变换,考虑充放电损耗,将功率曲线平移后,得到目标功率输出如图2所示,可以看到尖峰负荷被补偿为平缓起伏的曲线,冲击性极大削弱。

补偿过程的ESS实际输出功率曲线以及ESS能量波动曲线和SOC波动曲线分别如下面的图3、图4、图5所示。容易看出ESS补偿功率输出极为迅速,且功率波动率和SOC均符合约束条件,SOC最大为0.9,最小为0.5。

经过分析,该负荷所需配置的储能容量EESO为42.65 k W,额定功率PESO为2.256 MW。由此可以看出所需储能的功率密度远大于能量密度,与前文分析相符合。根据表1中数据,可以粗略计算出所需配置的超级电容器成本约为每年500元,而相同的功率密度需要配置蓄电池的成本却为每年7.7万元。由此可以看出在冲击负荷的场景下,超级电容器储能不但具有供电迅速效率高的优点,还可以极大地降低配置储能装置的成本。

5 结语

为了减轻冲击负荷对微电网造成的不良影响,提高微电网运行的供电可靠性和抗干扰性,本文通过配置储能的方式来平抑功率的冲击,进而提出了针对冲击负荷的ESS额定功率和容量确定方法。通过对采样数据进行频谱分析,利用ESS补偿高频分量,以功率波动率为控制目标,同时考虑了实际运行中的SOC约束和储能装置连续运行约束,使补偿后的功率曲线相对平滑,从而减轻了其对微电网系统的冲击影响。

算例分析表明,本文提出的以超级电容器储能的方法能够以较小的成本获得较好的补偿效果,兼顾充放电效率、使用寿命等方面,同时又能避免对环境造成污染。

动态冲击负荷 篇7

连续两周期有机物负荷冲击实验为SBR工艺在正常进水前提下突然受到连续二次的高浓度COD进水, 随后变为正常, 在此情况下观察SBR工艺系统的状态以及COD周期性变化。

1 材料与方法

1.1 实验用水来源和水质

试验采用自配制模拟污水, 其原始母液配方, 见表1。

所配制的原始母液于40℃下低温保存, 使用时按比例配制成所需要的污水浓度。

1.2 活性污泥

实验中用到的活性污泥取自于长沙市第二污水处理厂, 活性污泥自污水厂取回后即加入反应系统中加入污水后开始运行, 并开始测定各种参数值。

1.3 实验装置

采用SBR工艺, 实验装置如图1所示。SBR反应器为有机玻璃管制成, 内径Φ150, 高H350, 总容积6.2L。采用鼓风曝气, 曝气足量。整个系统用PLC进行控制。

1.4 实验用SBR工艺运行参数及所测数据

SBR工艺运行方式为:瞬间进水 (不曝气) , 曝气反应, 沉淀, 排水, 静置。其运行参数为:进水6min, 反应120min, 沉淀60min, 出水7min, 静置0min。

反应过程中检测进出水COD值, SBR工艺周期过程中的COD值 (反应期:0min, 10min, 30min, 60min, 90min, 120min;沉淀期:20min, 40min, 60min) , 污泥浓度 (MLSS) , 挥发性污泥污浓 (MLVSS) , SV (30min污泥沉降比) , 污泥容积指数 (SVI) 等。

2 结果与讨论

共进行了三个浓度的实验, 分别为高浓度有机物实验 (设计了两个实验进水有机物COD冲击浓度, 分别为1 300mg/L和2 300mg/L) 以及清水冲击实验 (模拟雨天对活性污泥污水处理系统的影响) ;所进行实验的系统污泥浓度在2 500～3 500mg/L之间, 正常进水COD浓度为200mg/L左右。

2.1 高浓度有机物负荷连续两个周期的冲击对SBR工艺系统的影响

图2是双周期高浓度连续冲击实验COD周期变化图。由图2可以看出, 活性污泥系统能够承受1 360mg/L的进水COD冲击浓度连续两个周期的高浓度有机物COD冲击 (系统污泥浓度为2 500mgMLSS/L) , 但却只能承受2 300mg/L的进水COD冲击浓度一个周期的高浓度冲击 (系统污泥浓度为3 200mgMLSS/L) 。该实验表明, 即使系统能够耐受一个周期的高浓度有机物负荷冲击, 并不表明系统能够耐受相同浓度有机物连续两个周期的冲击, 有可能SBR工艺系统耐受了前一个周期的冲击但却不能继续承受后一个周期相同进水COD浓度的冲击而导致系统出水达不到处理要求。造成这种现象的原因是什么呢。

目前的活性污泥理论, 基本上存在着三种简化的模型:一是维持理论, 认为微生物将污水中的污染底物一部分用来合成本身的机体, 一部分用来维持微生物的生命活动;二是内源呼吸理论, 实际上是对微生物衰亡过程的一种解释。三是死亡-再生理论, 认为微生物的衰减可以使微生物转化为溶解性颗粒性产物 (慢速生物降解的) 和惰性生物残留物, 这一过程没有COD损失[4]。但上述的三种理论, 除了维持理论可以对实验过程中污泥浓度的升高进行解释。另外, 两种理论对于连续两周期冲击实验中的现象无法说明, 或者是所涉及的方面不一样。在此, 作者提出另一种解释。

笔者认为, 活性污泥对于有机物COD具有一定的贮存能力, 并且这个贮存能力也有一个最大的限度。SBR工艺系统进水后, 活性污泥首先是贮存有机物, 表现在COD降解曲线前期下降速度极快的现象上, 当然, 这一时期微生物也利用有机物, 但以贮存作用为主。随后, 活性污泥在后期较长的时间内利用贮存的有机物进行生长和繁殖, 维持正常的生命活动。这导致了活性污泥浓度的增长以及微生物细胞内贮存的有机物量的减少。也同时导致系统溶液中有机物浓度的缓慢下降, 因为, 活性污泥要吸收系统溶液中的有机物来补充贮存的有机物减少的量。

按照上述观点, 对于连续两周期的高浓度冲击所产生的不同的现象就有如下的解释:由于活性污泥系统的贮存能力有一个最大的限度, 因而当活性污泥系统贮存的有机物量超过这个限度时, 活性污泥系统将不再吸收有机物, 而当活性污泥系统贮存的有机物量还没有超过这个限度时, 活性污泥系统则会不断地吸收系统溶液中的有机物。进水COD浓度为1 300mg/L的双周期高浓度冲击实验中, 由于进水有机物冲击浓度较低, 第一轮冲击过后并没有达到活性污泥系统有机物贮存量的最大值, 即使第二个周期的冲击也没有达到活性污泥系统有机物贮存量的最大值, 因而两个冲击周期最终出水COD值均为正常。而进水COD浓度为2 300mg/L的双周期高浓度冲击实验中, COD冲击浓度较高, 虽然第一个冲击周期没有使活性污泥系统的有机物贮存量达到最大, 但一个冲击周期所吸收而贮存的有机物, 并没有完全被系统的活性污泥处理掉, 而是带到了下一个周期, 这样当下一个周期系统继续承受相同浓度的有机物冲击浓度时, 活性污泥系统有机物贮存量在前一个冲击周期已经贮存了一部份的前提下, 就有可能达到最大, 致使活性污泥系统没有能力再进一步吸收系统溶液中的有机物, 因而使系统溶液中的有机物浓度保持在一个较高的浓度上。

图3 显示的是双周期高浓度冲击过后恢复期以及次日检查期间COD周期性变化。6月17日和6月18日的曲线是进水COD冲击浓度为1 360mg/L时恢复周期以及次日检查期间COD的数值变化;6月19日和6月20日的曲线是进水COD冲击浓度为2 300mg/L时恢复周期以及次日检查期间COD的数值变化。实验表明双周期冲击过后, 恢复正常进水系统即恢复正常。这说明SBR工艺系统在经受双周期的有机物冲击负荷后, 活性污泥系统并没有崩溃。

2.2 清水 (低浓度有机物负荷) 连续两个周期的冲击对SBR工艺系统的影响

图4显示的是连续两个周期的清水冲击实验中COD数值的周期变化。由图中可以看出, 无论是第一个周期的清水冲击COD变化曲线还是第二个周期的清水冲击COD变化曲线, 二者的变化均呈现出一个起伏, 即溶液中的COD先上升然后下降然后再上升再下降, 一直到系统排水为止。造成这种现象的原因, 是因为清水冲击实验中系统溶液中的有机物浓度极低, 导致活性污泥中的部分微生物饥饿而死, 死亡的微生物分解提供有机物, 使系统中的COD短暂上升, 而这部份有机物随后被系统中的其它微生物利用, 从而引起COD下降。这种现象也被称为内源氧化。处理剩余污泥时常常会用到内源氧化。

2.3 连续两周期有机物负荷冲击对SBR工艺系统活性污泥状态的影响

连续两周期有机物负荷冲击实验做于2003年6月17日～22日, 实验前SBR工艺系统以正常进水状态运行近10d左右, 6月17日所做的双周期进水冲击实验进水有机物冲击浓度为1 360mg/L;6月19日所做的双周期进水冲击实验进水有机物冲击浓度为2 300mg/L;6月22日所做的双周期进水冲击实验进水有机物浓度为0mg/L (清水冲击) 。所有的实验均用相同的活性污泥在同一SBR反应器内连续进行, 因而冲击负荷对活性污泥系统影响会有累积效应。图5为SBR工艺系统在实验过程中系统污泥浓度以及系统沉降性能的变化。由图中可以看出, 有机物高浓度冲击期间系统污泥的污泥容积指数有下降倾向, 而在清水冲击时则有上升的倾向。

3 结论

(1) 即使系统能够耐受一个周期的高浓度有机物负荷冲击, 并不表明系统能够耐受相同浓度有机物连续两个周期的冲击, 有可能SBR工艺系统耐受了前一个周期的冲击但却不能继续承受后一个周期相同进水COD浓度的冲击而导致系统出水达不到处理要求。

(2) 活性污泥对于有机物COD具有一定的贮存能力, 并且这个贮存能力也有一个最大的限度。SBR工艺系统进水后, 活性污泥首先是贮存有机物, 表现在COD降解曲线前期下降速度极快的现象上, 这一时期微生物也利用有机物, 但以贮存作用为主。随后, 活性污泥在后期较长的时间内利用贮存的有机物进行生长和繁殖, 维持正常的生命活动。这导致了活性污泥浓度的增长以及微生物细胞内贮存的有机物量的减少。也同时导致系统溶液中有机物浓度的缓慢下降, 因为活性污泥要吸收系统溶液中的有机物来补充贮存的有机物减少的量。

(3) 高浓度有机物冲击负荷双周期冲击过后, 恢复正常进水系统即恢复正常。这说明SBR工艺系统在经受双周期的高浓度有机物冲击负荷后, 活性污泥系统并没有崩溃。

(4) 清水冲击过程中, 系统发生内源氧化, 溶液中的COD值会出现波动, 一直到系统排水为止。

(5) 有机物高浓度冲击期间系统污泥的污泥容积指数有下降倾向, 而在清水冲击时则有上升的倾向。

参考文献

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