基于IPST 的合環(huán)裝置三相不對稱下耦合特性及控制策略

楊用春，唐健雄，牛超群，徐 志，趙成勇

（1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學(xué)），河北省保定市 071003；2. 云南電網(wǎng)有限責任公司電力科學(xué)研究院，云南省昆明市 650217）

0 引言

隨著社會的快速發(fā)展和人民生活質(zhì)量的不斷提高，電力用戶對于供電可靠性的要求越來越高。由于配電網(wǎng)直接面向電力用戶，其結(jié)構(gòu)設(shè)計、運行模式和維護方式都將是直接影響供電可靠性的關(guān)鍵因素。中國配電網(wǎng)目前主要采用閉環(huán)設(shè)計、開環(huán)運行的供電模式，配電網(wǎng)設(shè)備的檢修維護一般采用停電倒閘或者通過合環(huán)操作進行不停電倒負荷等方式［1-2］，但是停電倒閘操作會造成短時停電，將會直接影響電力用戶的用電感受。而隨著電力負荷密度逐漸增大，雙電源及多電源供電運行模式越來越多［3-4］，為進一步提高供電可靠性，通過合環(huán)操作實現(xiàn)不停電倒負荷將成為配電網(wǎng)的主要檢修維護方式。

由于國外配電網(wǎng)的接線運行方式為環(huán)網(wǎng)運行，且配備成熟的合環(huán)保護系統(tǒng)，合環(huán)問題很少發(fā)生［5］，故對合環(huán)操作的研究不多，當前對于合環(huán)操作的理論分析和實際應(yīng)用的相關(guān)研究集中于中國。配電網(wǎng)合環(huán)時產(chǎn)生的過大沖擊電流造成繼電保護動作是導(dǎo)致配電網(wǎng)合環(huán)失敗的主要原因［6］。文獻［7］以額定頻率和最佳頻率下合環(huán)前后潮流為研究對象，推導(dǎo)出了合環(huán)沖擊電流解析計算公式，為合環(huán)操作成功的可能性分析提供了理論基礎(chǔ)。文獻［8］采用半不變量法求取直接合環(huán)沖擊電流和穩(wěn)態(tài)電流的概率分布特性，并基于電流越限的概率及程度對直接合環(huán)操作進行安全性評估，為配電網(wǎng)合環(huán)提供風險預(yù)測。文獻［9］基于配電網(wǎng)大量量測數(shù)據(jù)，預(yù)測分析通過調(diào)度直接合環(huán)電網(wǎng)潮流以及合環(huán)沖擊電流的情況，為合環(huán)操作提供輔助支持。文獻［10］總結(jié)了基于背靠背模塊化多電平換流器、儲能式靜止同步補償器和統(tǒng)一潮流控制器等電力電子技術(shù)的合環(huán)方法具有響應(yīng)速度快和技術(shù)較成熟等特點，但是其研制成本高、運行維護復(fù)雜、裝置體積較大。文獻［11］提出配電網(wǎng)允許合環(huán)操作的條件為相序一致、合環(huán)點兩側(cè)電壓幅值差小于20%、相角差小于5°。現(xiàn)階段實際合環(huán)操作也基于上述條件進行合環(huán)操作的判斷，進而實現(xiàn)較小沖擊電流合環(huán)轉(zhuǎn)供。

但是隨著配電網(wǎng)結(jié)構(gòu)日趨復(fù)雜，實際需要進行合環(huán)操作的兩側(cè)母線參數(shù)難以滿足合環(huán)條件，配電網(wǎng)中頻率差一般不大，合環(huán)條件主要受合環(huán)點兩側(cè)電壓幅值相位（簡稱幅相）差和對稱性影響。例如，兩側(cè)配電變壓器接線方式不同以致相位差達30°、合環(huán)點兩側(cè)存在電壓幅相差和三相不對稱等復(fù)雜合環(huán)場景下，均不能直接進行合環(huán)操作［12-14］。配電網(wǎng)中普遍存在的三相不對稱現(xiàn)象會影響電力系統(tǒng)測量與分析以及系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行［15-16］。因此，需要研究新的合環(huán)裝置技術(shù)，實現(xiàn)復(fù)雜合環(huán)場景下的合環(huán)轉(zhuǎn)供。文獻［17］提出一種智能低壓聯(lián)絡(luò)箱，能夠在滿足合環(huán)條件的場景下實現(xiàn)低壓不停電轉(zhuǎn)供，但不適用于復(fù)雜合環(huán)場景。文獻［18-19］基于分析故障和正常狀態(tài)下相位差為30°的系統(tǒng)的環(huán)流特性，提出合解環(huán)自動化系統(tǒng)控制裝置，試點試驗驗證了線路不停電轉(zhuǎn)供的快速合解環(huán)方案的有效性，但整個合解環(huán)的控制流程相對復(fù)雜。

針對配電網(wǎng)需要進行合環(huán)操作的兩側(cè)母線存在電壓幅相差以及三相不對稱的復(fù)雜合環(huán)場景，本文首先提出一種基于改進移相變壓器（improved phase shifting transformer，IPST）的合環(huán)裝置；然后，分析了IPST 三相調(diào)相調(diào)壓繞組的耦合特性，推導(dǎo)出三相不對稱幅相繞組合環(huán)調(diào)節(jié)變比的計算公式，提出了適用于不同不對稱合環(huán)場景下的合環(huán)裝置調(diào)節(jié)控制策略；最后，在PSCAD/EMTDC 環(huán)境下進行仿真，分析了在典型的極端復(fù)雜合環(huán)場景下采用不同合環(huán)方式的合環(huán)電流情況，驗證了所提合環(huán)裝置及其控制策略的有效性。

1 配電網(wǎng)復(fù)雜合環(huán)場景分析

1.1 配電網(wǎng)合環(huán)場景分析

隨著電網(wǎng)的發(fā)展，需要合環(huán)轉(zhuǎn)供負荷的場景增加，通常為同一較高電壓等級變電站經(jīng)不同出線到配電網(wǎng)中的合環(huán)場景，也存在跨多級電源接線的合環(huán)點，甚至有經(jīng)過不同接線組別的主變電站、造成合環(huán)點兩側(cè)可能存在30°相位差的極端合環(huán)場景。在上級電網(wǎng)有較大潮流變動的情況下，跨多級電源接線的合環(huán)點兩側(cè)母線電壓差，特別是相位差隨著潮流的變動更加明顯，同時由于配電網(wǎng)結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和各變電站負荷類型、質(zhì)量和大小的不同可能造成合環(huán)點兩側(cè)母線電壓存在三相不對稱或幅相差較大的復(fù)雜合環(huán)場景，這為合環(huán)操作帶來了較大的挑戰(zhàn)，一般需要專門的合環(huán)裝置才能實現(xiàn)合環(huán)。本文以中國云南電網(wǎng)某較為極端的合環(huán)場景為例，就其合環(huán)點兩側(cè)母線電壓存在三相不對稱且幅相差值較大的極端復(fù)雜合環(huán)場景展開分析，并進一步提出一種基于IPST 的合環(huán)轉(zhuǎn)供裝置。

圖1 為云南某地區(qū)較為典型的多級電磁環(huán)網(wǎng)的配電網(wǎng)極端合環(huán)場景。據(jù)分析，某35 kV 變電站上級500 kV 主網(wǎng)潮流變化會直接影響其他電壓等級的主變電站電壓，而500 kV 主網(wǎng)潮流變化經(jīng)過結(jié)構(gòu)復(fù)雜的配電網(wǎng)間接影響合環(huán)點兩側(cè)10 kV 母線電壓，使得合環(huán)點兩側(cè)10 kV 母線電壓幅相差值出現(xiàn)三相不等現(xiàn)象，無法進行合環(huán)操作。此外，合環(huán)點兩側(cè)10 kV 母線負荷相互不對稱以及自身三相不對稱等因素，會導(dǎo)致合環(huán)點兩側(cè)10 kV 母線電壓幅相差值不能滿足傳統(tǒng)人工合環(huán)操作的條件。因此，針對類似存在三相不對稱且兩側(cè)母線電壓幅相差較大的復(fù)雜合環(huán)場景，需要進一步分析合環(huán)條件，研究新的合環(huán)裝置及控制策略。

圖1 某地區(qū)配電網(wǎng)合環(huán)場景Fig.1 Loop closing scenario of distribution network in a region

1.2 配電網(wǎng)合環(huán)條件分析

配電網(wǎng)合環(huán)條件對合環(huán)點兩側(cè)幅值差、相位差以及三相對稱性提出了要求，目的在于進行合環(huán)操作時無沖擊電流且合環(huán)電流盡可能小，而對于合環(huán)電流計算已有大量研究，本文參考文獻［7］對合環(huán)網(wǎng)絡(luò)進行簡化處理，可得x相合環(huán)電流相量I?Cx為:

式中:U?Sx和U?Lx分別為10 kV 母線Ⅰ（S側(cè)）和10 kV母線Ⅱ（L側(cè)）的x相電壓相量，x=a，b，c；U?Cx為合環(huán)裝置調(diào)節(jié)輸出的x相電壓相量；ZSx和ZLx分別為合環(huán)點S側(cè)和L側(cè)的x相等值阻抗；ZCx為合環(huán)裝置的x相等值阻抗。為了使合環(huán)電流盡可能小，且能夠應(yīng)對存在三相不對稱現(xiàn)象的合環(huán)場景，須使式（1）的分子盡可能趨于0，由此提出制造工藝成熟、經(jīng)濟可靠的IPST 作為合環(huán)裝置。

2 基于IPST 的合環(huán)裝置結(jié)構(gòu)及原理

2.1 基于IPST 的合環(huán)裝置結(jié)構(gòu)

基于合環(huán)條件的分析，針對復(fù)雜合環(huán)場景的需求在圖1 合環(huán)點處裝設(shè)合環(huán)裝置?；贗PST 的合環(huán)裝置結(jié)構(gòu)如圖2（a）所示，其主要以IPST 為基礎(chǔ)，配合合閘開關(guān)（QF）、電流互感器（TA）、電壓互感器（TV）以及控制器等設(shè)備構(gòu)成。

圖2 基于IPST 的合環(huán)裝置結(jié)構(gòu)和原理Fig.2 Structure and principle of IPST-based loop closing device

移相變壓器（phase shifting transformer，PST）目前廣泛應(yīng)用在國外的高壓輸電網(wǎng)中，主要用于潮流調(diào)整，中國也做了較多的理論研究［20-21］。PST 有多種分類方式，基于調(diào)節(jié)靈活且范圍大、具有突出的成本優(yōu)勢、運行維護方便等特點，工程中一般選用雙芯 對 稱 型PST［22］，其 結(jié) 構(gòu) 如 附 錄A 圖A1 所 示。本文研究的IPST 是基于雙芯對稱機械式PST 改進的，其結(jié)構(gòu)如圖2（b）所示。

IPST 由 一 臺 勵 磁 變 壓 器（excitation transformer，ET）和 一 臺 串 聯(lián) 變 壓 器（series transformer，ST）組成，并安裝在圖2（a）合環(huán)裝置內(nèi)部，ST 一次側(cè)繞組STx1連接合環(huán)點兩側(cè)母線，其中間抽頭與ET 高壓側(cè)繞組連接，用于為ET 高壓側(cè)提供勵磁，ST 二次側(cè)繞組STx2按圖2（b）所示連接方式分別連接至ET 的二次側(cè)繞組，與PST 不同之處在于IPST 的ET 二次側(cè)增加了調(diào)壓繞組ETxm與調(diào)相繞組ETx2之間的協(xié)同調(diào)節(jié)，能夠補償調(diào)相繞組輸出電壓與合環(huán)場景需要調(diào)節(jié)電壓的相差值，進而實現(xiàn)無沖擊合環(huán)轉(zhuǎn)供。

圖2（a）中TV1 和TV2 分 別 安 裝 在10 kV 母線Ⅰ（S側(cè)）與變壓器之間和10 kV 母線Ⅱ（L側(cè)）與變 壓 器 之 間，TV3 和TV4 分 別 在S側(cè) 和L側(cè) 母 線處，TV5 和TV6 則安裝在IPST 左右兩側(cè)。QF101和QF102 為安裝在兩側(cè)母線與變壓器之間的合閘開 關(guān)，QF103 為 旁 路 開 關(guān)，QF104 和QF105 為 安 裝在IPST 兩側(cè)與合環(huán)點兩側(cè)母線的合閘開關(guān)。當S側(cè)主變壓器及相關(guān)設(shè)備需要檢修時，TV3 和TV5 配合檢測QF104 兩側(cè)電壓，為進行合環(huán)轉(zhuǎn)供提供IPST 變比控制調(diào)節(jié)需求參考量；當檢修完成且需要恢復(fù)S側(cè)主變壓器供電時，TV1 和TV3 配合檢測QF101 兩側(cè)電壓，提供IPST 變比控制調(diào)節(jié)參考量；當L側(cè)主變壓器檢修及恢復(fù)供電時，TV2、TV4 和TV6 的 功 能 與TV1、TV3 和TV5 類 似。TA1 和TA2 安裝在兩側(cè)母線出線處，檢測合環(huán)電流，確保合環(huán)操作的安全進行。

2.2 基于IPST 的合環(huán)裝置原理

當某個母線、開關(guān)或饋線需要維護檢修時，通過合環(huán)操作將負荷轉(zhuǎn)移到與之相連的其他母線上，其關(guān)鍵在于通過合環(huán)裝置進行有效的合環(huán)操作。

IPST 三相對稱且不考慮調(diào)相調(diào)壓繞組耦合特性時的相量調(diào)節(jié)關(guān)系如圖2（c）所示。圖中:U?ETx為ET 一次側(cè)繞組x相的勵磁電壓相量；U?ETca、U?ETab、U?ETbc分 別為ET 的ca、ab、bc 相間線電壓 相 量；U?STx2為ST 二 次 側(cè) 繞 組x相 的 電 壓 相 量；U?xp為ET 的x相 調(diào) 相 繞 組 組 合 輸 出 電 壓 相 量；U?xm為ET 的x相調(diào)壓繞組感應(yīng)電壓相量；θx為母線兩側(cè)x相電壓相位差。

在三相對稱情況下，IPST 的三相調(diào)相變比相等，三相調(diào)壓繞組變比也相等。ST 以三角形連接的二次側(cè)繞組相電壓變化量超前或滯后于對應(yīng)ET 一次側(cè)繞組相電壓90°，并在ST 相應(yīng)各相二次側(cè)繞組內(nèi)產(chǎn)生電壓U?xp，進而實現(xiàn)移相功能，加上ET 以星形連接的二次側(cè)調(diào)壓繞組產(chǎn)生的電壓U?xm，則IPST調(diào)節(jié)電壓的表達式為:

式中:kxp為ET 的x相調(diào)相繞組變比；kxm為ET 的x相調(diào)壓繞組變比。

在三相不對稱情況下，三相調(diào)相、調(diào)壓繞組均不相等，此時θa、θb、θc不再相等，U?Sa、U?Sb、U?Sc兩兩相位差絕對值不再都為120°，且由于三相調(diào)相調(diào)壓繞組相互耦合，對稱情況下推導(dǎo)的式（2）不能正確反映三相中間的耦合關(guān)系，由圖2（c）通過相分析方法可以推得IPST 輸出電壓與ET 各繞組電壓的耦合關(guān)系式，如式（3）所示。

式（3）中IPST 三相輸出電壓存在耦合關(guān)系，而求解kxp和kxm也存在耦合，所以為了求解式（3）方程組，需要針對不同合環(huán)場景分析其耦合特性，推導(dǎo)三相調(diào)相調(diào)壓繞組變比計算公式，控制IPST 三相輸出期望電壓。

3 基于IPST 的合環(huán)裝置控制策略

3.1 幅相繞組耦合特性分析及其變比計算

如圖1 所示，合環(huán)點處于上級電源屬于跨多級電磁環(huán)網(wǎng)且兩側(cè)母線電壓存在幅值差、相角差以及三相不對稱等現(xiàn)象的復(fù)雜合環(huán)場景，可分為10 kV母線Ⅰ（S側(cè)）相位超前、相位滯后以及與10 kV母線Ⅱ（L側(cè)）無相位差和S側(cè)母線幅值高于L側(cè)，S側(cè)母線幅值低于L側(cè)以及與L側(cè)無幅值差等場景兩兩組合的合環(huán)場景，且各組合場景三相幅值差值或相位差值不完全相等。為了方便比較敘述，S側(cè)母線幅值高于或低于L側(cè)母線幅值分別記為S側(cè)幅值超前或滯后L側(cè)幅值。

針對三相不對稱情況下上述不同的合環(huán)場景，基于分析IPST 結(jié)構(gòu)原理和三相不對稱情況下式（3）解的特征，由于合環(huán)場景調(diào)節(jié)需求三相不對稱和繞組變比擋位數(shù)量等因素限制，無法得到如圖2（c）所示調(diào)相繞組組合輸出電壓與調(diào)壓繞組輸出電壓相位垂直關(guān)系，且三相變比不再相等。

3.1.1S側(cè)電壓幅相超前場景

針對PST 繞組變比參數(shù)，文獻［20］通過分析擋位與最大級電壓的關(guān)系，提出了PST 有載分接開關(guān)參數(shù)確定方法，但未考慮復(fù)雜場景下幅相繞組變比之間的關(guān)系。文獻［22］將PST 繞組變比進行了簡化分析，并在三相對稱情況下對合環(huán)點兩側(cè)具有幅值相角差的合環(huán)場景進行了合環(huán)操作分析，合環(huán)電流滿足工程應(yīng)用要求，但是不適用于存在三相不對稱的合環(huán)場景。

為了應(yīng)對合環(huán)場景中的三相不對稱，變比分析時需要三相同時進行，進而分析幅相繞組耦合關(guān)系。圖3（a）為IPST 超前調(diào)節(jié)三相相量關(guān)系圖。圖中:θ1x為S側(cè)x相電壓與對應(yīng)ET 的x相一次側(cè)繞組勵磁電壓相位差；βx為S側(cè)x相電壓與對應(yīng)ST 的x相一次側(cè)繞組感應(yīng)電壓相位差；γx為U?xp與U?ETx的相位差；U?STx1為ST 一次側(cè)繞組x相的感應(yīng)電壓相量。由圖3（a）可得:

圖3 IPST 調(diào)節(jié)相量關(guān)系Fig.3 Phasor relationship of IPST regulation

為 求 解 兩 兩 耦 合 的kap、kbp、kcp，需 要 引 入 如 圖3（a）中所示的角度參數(shù)進一步分析推導(dǎo)。U?Sx、U?Lx為合環(huán)操作前可測相量參數(shù)，則U?STx1可表示為:

由IPST 結(jié)構(gòu)特點可得ST 三相繞組電壓關(guān)系為:

由式（11）、式（12）可得kap、kbp、kcp兩兩之間存在耦合關(guān)系，為了得到近似解，對輸出目標值的相位沒有進行嚴格限制，所以其作用在ET 調(diào)相繞組組合輸出電壓與期望值有一定的相角偏差，而ET 調(diào)壓繞組能夠有效針對各相偏差進行補償調(diào)節(jié)。

結(jié)合圖4（a）中U?xm的相量關(guān)系可得:

式（15）中γx未知，結(jié)合圖3（a）、（b）和式（10）進行分析，為了實現(xiàn)調(diào)壓繞組針對性補償調(diào)節(jié)，減少ET 三相調(diào)相繞組耦合特性的影響，引入角度參數(shù)φ1x，如圖3（b）所示。結(jié)合正弦定理可得:

由式（15）至式（17）分析可知，kxm受kxp影響，后者發(fā)生變化時，前者會隨之變化，但是kam、kbm、kcm相互之間無耦合關(guān)系。

基于對S側(cè)電壓幅相超前L側(cè)合環(huán)場景下實際調(diào)節(jié)需求所需變比參數(shù)的分析可知，當式（11）求得三相不對稱調(diào)相變比時，可由式（15）求得調(diào)壓變比。

3.1.2S側(cè)電壓幅相滯后場景

IPST 幅相滯后調(diào)節(jié)相量關(guān)系如圖3（c）所示。S側(cè)相位滯后L側(cè)時，ET 三相調(diào)相繞組輸出電壓均與對應(yīng)勵磁繞組反向，如圖中黃色相量所示。此時kxp取負值。此外，由于合環(huán)點兩側(cè)母線電壓相位關(guān)系變化，導(dǎo)致3.1.1 節(jié)分析推導(dǎo)的表達式存在符號變化，所以需要對S側(cè)電壓幅相滯后L側(cè)場景進行對比推導(dǎo)。為了簡化變量形式，該場景下分析推導(dǎo)的變量以上標“′”加以區(qū)分，含義與3.1.1 節(jié)相應(yīng)變量相同。此時，圖3（c）中β′x、θ′1x、φ′2x分別表示為:

其余6 種場景幅相繞組變比值分析均基于以上2 種場景的分析方法，由于篇幅所限不再列出。對比8 種場景幅相繞組變比推導(dǎo)過程可得:三相調(diào)相繞組變比兩兩之間存在耦合，需要通過求解方程組進而求得kxp；而三相調(diào)壓繞組變比兩兩之間無耦合關(guān)系，但與調(diào)相繞組存在耦合，所以求解kxm時需要先確定調(diào)相繞組變比。結(jié)合幅相繞組變比可得式（3）中IPST 的輸出電壓。

3.1.3 不同合環(huán)場景下的相位差判斷因子

針對三相不對稱情況下可能出現(xiàn)的8 種合環(huán)場景，幅相繞組變比值計算公式是有差別的，不同之處可分為在合環(huán)點兩側(cè)S側(cè)相位超前、滯后和與L側(cè)無相位差3 類，為合環(huán)控制帶來了困難。為了綜合統(tǒng)一表示不同合環(huán)場景下幅相繞組變比值的確定方案，引入x相相位差判斷因子px:

結(jié)合以上推導(dǎo)分析了IPST 幅相繞組耦合特性，引入了相位差判斷因子，并給出了適用于不同不對稱合環(huán)場景下的幅相繞組變比計算公式，為不同不對稱場景下合環(huán)控制方案的確定提供了簡便統(tǒng)一的判斷方法，可簡化控制系統(tǒng)的設(shè)計。

3.2 合環(huán)控制策略

基于IPST 的合環(huán)裝置實現(xiàn)調(diào)節(jié)功能主要依據(jù)其結(jié)構(gòu)特點，其合環(huán)控制策略需要對調(diào)相調(diào)壓變比控制選擋以及設(shè)定合閘開關(guān)配合操作次序，其控制流程如圖4 所示。

圖4 控制策略流程圖Fig.4 Flow chart of control strategy

整個控制流程主要分為變比參數(shù)計算選擋和合環(huán)操作配合控制2 個模塊。開始時，需要檢測合環(huán)點兩側(cè)母線電壓，確定調(diào)節(jié)目標以及獲取合環(huán)場景已知信息。變比參數(shù)計算選擋模塊主要是基于3.1.3 節(jié)變比確定方案并參考工程實際確定幅相調(diào)節(jié)變比擋位。為驗證本文所提變比計算方法的正確性，給定IPST 初步變比值變比參數(shù)，而不進行擋位化；為驗證工程實際應(yīng)用的有效性，則需要將初步變比擋位標準化。確定變比擋位后進入下一步控制模塊。

合環(huán)操作配合控制模塊結(jié)合給定IPST 變比進行控制調(diào)節(jié)，S側(cè)（L側(cè)）設(shè)備需要維護檢修時，應(yīng)將S側(cè)（L側(cè)）負荷倒L側(cè)（S側(cè)）母線，首先QF105（QF104）合閘，給定設(shè)計變比的合環(huán)裝置通電后處于待工作狀態(tài)，其次QF104（QF105）合閘，進行合環(huán)操作，若合環(huán)電流符合合環(huán)操作要求，則系統(tǒng)保護不動作即可實現(xiàn)無沖擊合環(huán)，最后QF101（QF102）分閘，實現(xiàn)不停電轉(zhuǎn)供。

4 仿真驗證

基于1.1 節(jié)某地區(qū)35 kV 變電站10 kV 側(cè)不同合環(huán)場景，在PSCAD/EMTDC 仿真平臺搭建仿真模型，考慮三相不對稱情況下10 kV 母線Ⅰ（S側(cè)）負荷需要轉(zhuǎn)供，仿真幅相超前滯后混合組合的4 種合環(huán)場景以及僅有調(diào)壓或調(diào)相需求的2 種合環(huán)場景。以上6 種合環(huán)場景對應(yīng)合環(huán)點兩側(cè)母線電壓參數(shù)如表1 所示。場景1 至4 為S側(cè)母線電壓幅相超前滯后兩兩組合工況，場景5、6 分別為兩側(cè)母線電壓僅有相角差和幅值差的工況，由于僅有相角超前滯后或幅值超前滯后對應(yīng)合環(huán)場景參數(shù)設(shè)計僅有一正負號差別，所以針對僅有相角差和幅值差的工況選取了超前場景進行仿真分析。

表1 不同合環(huán)場景下合環(huán)點兩側(cè)母線電壓Table 1 Bus voltage on both sides of loop closing point in different loop closing scenarios

仿真分析直接合環(huán)、基于PST 的合環(huán)裝置合環(huán)和基于IPST 的合環(huán)裝置合環(huán)等不同合環(huán)方式的合環(huán)電流情況。其中，基于IPST 的合環(huán)裝置合環(huán)方式給定2 種變比對比分析:一種給定本文所提幅相變比計算方法確定的初步變比值，如表2 所示；另一種考慮實際工程應(yīng)用中變壓器變比都是按照一定規(guī)則設(shè)計好的，需要基于確定的初步變比給定擋位標準化變比值，如表3 所示。本文按照一擋調(diào)節(jié)2°標準化設(shè)計調(diào)相變比，調(diào)壓繞組標準化按一擋調(diào)節(jié)2/17 kV 設(shè)計。

表2 不同合環(huán)場景幅相初始變比Table 2 Initial ratios of amplitude and phase in different loop closing scenarios

表3 不同合環(huán)場景幅相擋位標準化變比Table 3 Standardized ratios of amplitude and phase in different loop closing scenarios

場景1 合環(huán)點通過不同方式進行合環(huán)操作產(chǎn)生的合環(huán)電流如圖5 所示，場景2 至6 合環(huán)電流如附錄A 圖A2 至圖A6 所示。場景1 采用直接合環(huán)產(chǎn)生的合環(huán)電流ICZx1如圖5（a）所示。1 s 時進行合環(huán)操作，此時合環(huán)電流最大值ICZx1，max為1 845 A。為方便分析合環(huán)電流情況，不同合環(huán)場景下采用不同合環(huán)方式產(chǎn)生的合環(huán)電流的最大值如表4 所示。由表4 可知，6 種存在三相不對稱且合環(huán)點兩側(cè)具有幅值差或相位差的復(fù)雜合環(huán)場景下采用直接合環(huán)的三相合環(huán)電流最大值均大于720 A，且隨著幅值差、相角差增大，合環(huán)沖擊電流隨之增大，其中最大值為ICZx1，max=1 845 A。

表4 不同合環(huán)方式的合環(huán)電流最大值Table 4 Maximum value of loop closing current with different loop closing modes

場景1 采用基于PST 的合環(huán)裝置合環(huán)的合環(huán)電流ICPx1如圖5（b）所示，此時為場景序號最大值降為583.2 A，但仍不滿足合環(huán)電流要求。結(jié)合其他三相不平衡且合環(huán)點兩側(cè)具有幅相差和僅有幅值差的合環(huán)場景，采用基于PST 的合環(huán)裝置合環(huán)的合環(huán)電流，可得合環(huán)電流最大值ICPxn，max均大于499 A，其中n為場景序號。此時最大合環(huán)電流為ICPb4，max=723.4 A。而場景5 是三相不對稱情況下僅有相位差的合環(huán)場景，采用未進行擋位化變比的PST 進行合環(huán)的合環(huán)電流最大值ICPa5，max為94.35 A，該場景采用PST 進行合環(huán)能夠較大程度地減小合環(huán)電流，與相同場景下采用未進行擋位化變比的IPST 進行合環(huán)的合環(huán)電流最大值3.911 A 相比，說明基于IPST的合環(huán)裝置對于復(fù)雜合環(huán)調(diào)節(jié)效果更佳。

場景1 采用如表2 所示的幅相初始計算變比的IPST 進行合環(huán)的合環(huán)電流ICCx1如圖5（c）所示。此時，合環(huán)電流最大值ICCb1，max僅有2.619 A，與前2 種合環(huán)方式的合環(huán)電流相比明顯下降。對比場景2 至5 采用初始變比的IPST 進行合環(huán)的合環(huán)電流，其最大值均不超過15.2 A，最小為ICCb1，max=2.619 A，采用初始變比IPST 的合環(huán)裝置進行合環(huán)轉(zhuǎn)供效果明顯。

圖5 場景1 不同合環(huán)方式的合環(huán)電流Fig.5 Loop closing current with different loop closing modes in scenario 1

考慮幅相變比擋位標準化的情況下，投入如表3 所示的變比參數(shù)進行合環(huán)操作，場景1 的合環(huán)電流ICBx1如圖5（d）所示。此時合環(huán)電流最大值為ICBc1，max=30.61 A，相比ICCb1，max有所增加。對比不同合環(huán)場景下采用擋位化變比的IPST 合環(huán)的ICBxn，max與 采 用 初 始 變 比 的IPST 合 環(huán) 的ICBxn，max可 知，不 同合環(huán)場景下合環(huán)電流最大值均增加，但ICBxn，max均不超過40 A，最小為ICCc6，max=11.65 A。這是由于初始變比是基于合環(huán)場景給定的近似精確解，而工程實際應(yīng)用變比是在初始變比值附近按擋位取值，會產(chǎn)生一定的偏差，但是最后產(chǎn)生的合環(huán)電流仍滿足合環(huán)條件。若要使采用擋位標準化變比的IPST 合環(huán)時產(chǎn)生的偏差越小，則需要相同調(diào)節(jié)量時調(diào)節(jié)擋位越多，但會造成制造成本增加，因此需要依據(jù)工程需求進行取舍。

由以上分析可得，采用基于IPST 的合環(huán)裝置可以應(yīng)對合環(huán)點兩側(cè)存在三相不對稱、幅值差、相位差的復(fù)雜合環(huán)場景，能夠有效實現(xiàn)無沖擊電流合環(huán)操作。

5 結(jié)語

本文針對配電網(wǎng)復(fù)雜合環(huán)場景，提出了一種具有技術(shù)經(jīng)濟優(yōu)勢的基于PST 的合環(huán)裝置方案，在三相不對稱的復(fù)雜場景下分析了合環(huán)裝置的耦合特性，提出了相應(yīng)的控制策略，并仿真驗證了所提合環(huán)裝置技術(shù)對于復(fù)雜合環(huán)場景進行不停電合環(huán)轉(zhuǎn)供的調(diào)節(jié)效果，得出如下結(jié)論:

1）針對復(fù)雜合環(huán)場景的調(diào)節(jié)需求，提出了基于IPST 的合環(huán)裝置，IPST 相對PST 增加了調(diào)壓繞組，能夠很好地改善調(diào)節(jié)靈活性和增強適用范圍，進而可以實現(xiàn)三相不對稱下的靈活合環(huán)控制。與基于電力電子裝置柔性合環(huán)技術(shù)相比，基于IPST 的合環(huán)技術(shù)研制技術(shù)經(jīng)驗豐富，成本較低，運行維護簡單，經(jīng)濟性較好，可推廣性較高。

2）基于IPST 結(jié)構(gòu)特點和工作原理，通過分析IPST 的三相調(diào)相調(diào)壓繞組耦合特性得出三相調(diào)相繞組變比兩兩之間存在耦合，而三相調(diào)壓繞組變比兩兩之間無耦合但與三相調(diào)相繞組變比之間存在耦合，進而推導(dǎo)了合環(huán)裝置應(yīng)對不同復(fù)雜合環(huán)場景IPST 選取調(diào)節(jié)擋位的計算公式。

3）對比分析不同復(fù)雜合環(huán)場景IPST 變比計算公式特征，引入相位補償因子，提出了適用于不同復(fù)雜合環(huán)場景的三相不對稱合環(huán)控制策略，能夠有效實現(xiàn)復(fù)雜合環(huán)場景不停電合環(huán)轉(zhuǎn)供負荷，為工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)。而IPST 在調(diào)節(jié)過程中擋位變化會造成阻抗變化，后續(xù)將深入研究IPST 內(nèi)阻抗隨著擋位變化的規(guī)律及不對稱工況下的阻抗耦合變化規(guī)律。

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