基于IPST 的合环装置三相不对称下耦合特性及控制策略

杨用春，唐健雄，牛超群，徐 志，赵成勇

（1. 新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学），河北省保定市 071003；2. 云南电网有限责任公司电力科学研究院，云南省昆明市 650217）

0 引言

随着社会的快速发展和人民生活质量的不断提高，电力用户对于供电可靠性的要求越来越高。由于配电网直接面向电力用户，其结构设计、运行模式和维护方式都将是直接影响供电可靠性的关键因素。中国配电网目前主要采用闭环设计、开环运行的供电模式，配电网设备的检修维护一般采用停电倒闸或者通过合环操作进行不停电倒负荷等方式［1-2］，但是停电倒闸操作会造成短时停电，将会直接影响电力用户的用电感受。而随着电力负荷密度逐渐增大，双电源及多电源供电运行模式越来越多［3-4］，为进一步提高供电可靠性，通过合环操作实现不停电倒负荷将成为配电网的主要检修维护方式。

由于国外配电网的接线运行方式为环网运行，且配备成熟的合环保护系统，合环问题很少发生［5］，故对合环操作的研究不多，当前对于合环操作的理论分析和实际应用的相关研究集中于中国。配电网合环时产生的过大冲击电流造成继电保护动作是导致配电网合环失败的主要原因［6］。文献［7］以额定频率和最佳频率下合环前后潮流为研究对象，推导出了合环冲击电流解析计算公式，为合环操作成功的可能性分析提供了理论基础。文献［8］采用半不变量法求取直接合环冲击电流和稳态电流的概率分布特性，并基于电流越限的概率及程度对直接合环操作进行安全性评估，为配电网合环提供风险预测。文献［9］基于配电网大量量测数据，预测分析通过调度直接合环电网潮流以及合环冲击电流的情况，为合环操作提供辅助支持。文献［10］总结了基于背靠背模块化多电平换流器、储能式静止同步补偿器和统一潮流控制器等电力电子技术的合环方法具有响应速度快和技术较成熟等特点，但是其研制成本高、运行维护复杂、装置体积较大。文献［11］提出配电网允许合环操作的条件为相序一致、合环点两侧电压幅值差小于20%、相角差小于5°。现阶段实际合环操作也基于上述条件进行合环操作的判断，进而实现较小冲击电流合环转供。

但是随着配电网结构日趋复杂，实际需要进行合环操作的两侧母线参数难以满足合环条件，配电网中频率差一般不大，合环条件主要受合环点两侧电压幅值相位（简称幅相）差和对称性影响。例如，两侧配电变压器接线方式不同以致相位差达30°、合环点两侧存在电压幅相差和三相不对称等复杂合环场景下，均不能直接进行合环操作［12-14］。配电网中普遍存在的三相不对称现象会影响电力系统测量与分析以及系统的安全稳定运行［15-16］。因此，需要研究新的合环装置技术，实现复杂合环场景下的合环转供。文献［17］提出一种智能低压联络箱，能够在满足合环条件的场景下实现低压不停电转供，但不适用于复杂合环场景。文献［18-19］基于分析故障和正常状态下相位差为30°的系统的环流特性，提出合解环自动化系统控制装置，试点试验验证了线路不停电转供的快速合解环方案的有效性，但整个合解环的控制流程相对复杂。

针对配电网需要进行合环操作的两侧母线存在电压幅相差以及三相不对称的复杂合环场景，本文首先提出一种基于改进移相变压器（improved phase shifting transformer，IPST）的合环装置；然后，分析了IPST 三相调相调压绕组的耦合特性，推导出三相不对称幅相绕组合环调节变比的计算公式，提出了适用于不同不对称合环场景下的合环装置调节控制策略；最后，在PSCAD/EMTDC 环境下进行仿真，分析了在典型的极端复杂合环场景下采用不同合环方式的合环电流情况，验证了所提合环装置及其控制策略的有效性。

1 配电网复杂合环场景分析

1.1 配电网合环场景分析

随着电网的发展，需要合环转供负荷的场景增加，通常为同一较高电压等级变电站经不同出线到配电网中的合环场景，也存在跨多级电源接线的合环点，甚至有经过不同接线组别的主变电站、造成合环点两侧可能存在30°相位差的极端合环场景。在上级电网有较大潮流变动的情况下，跨多级电源接线的合环点两侧母线电压差，特别是相位差随着潮流的变动更加明显，同时由于配电网结构的复杂性和各变电站负荷类型、质量和大小的不同可能造成合环点两侧母线电压存在三相不对称或幅相差较大的复杂合环场景，这为合环操作带来了较大的挑战，一般需要专门的合环装置才能实现合环。本文以中国云南电网某较为极端的合环场景为例，就其合环点两侧母线电压存在三相不对称且幅相差值较大的极端复杂合环场景展开分析，并进一步提出一种基于IPST 的合环转供装置。

图1 为云南某地区较为典型的多级电磁环网的配电网极端合环场景。据分析，某35 kV 变电站上级500 kV 主网潮流变化会直接影响其他电压等级的主变电站电压，而500 kV 主网潮流变化经过结构复杂的配电网间接影响合环点两侧10 kV 母线电压，使得合环点两侧10 kV 母线电压幅相差值出现三相不等现象，无法进行合环操作。此外，合环点两侧10 kV 母线负荷相互不对称以及自身三相不对称等因素，会导致合环点两侧10 kV 母线电压幅相差值不能满足传统人工合环操作的条件。因此，针对类似存在三相不对称且两侧母线电压幅相差较大的复杂合环场景，需要进一步分析合环条件，研究新的合环装置及控制策略。

图1 某地区配电网合环场景Fig.1 Loop closing scenario of distribution network in a region

1.2 配电网合环条件分析

配电网合环条件对合环点两侧幅值差、相位差以及三相对称性提出了要求，目的在于进行合环操作时无冲击电流且合环电流尽可能小，而对于合环电流计算已有大量研究，本文参考文献［7］对合环网络进行简化处理，可得x相合环电流相量İCx为:

式中:U̇Sx和U̇Lx分别为10 kV 母线Ⅰ（S侧）和10 kV母线Ⅱ（L侧）的x相电压相量，x=a，b，c；U̇Cx为合环装置调节输出的x相电压相量；ZSx和ZLx分别为合环点S侧和L侧的x相等值阻抗；ZCx为合环装置的x相等值阻抗。为了使合环电流尽可能小，且能够应对存在三相不对称现象的合环场景，须使式（1）的分子尽可能趋于0，由此提出制造工艺成熟、经济可靠的IPST 作为合环装置。

2 基于IPST 的合环装置结构及原理

2.1 基于IPST 的合环装置结构

基于合环条件的分析，针对复杂合环场景的需求在图1 合环点处装设合环装置。基于IPST 的合环装置结构如图2（a）所示，其主要以IPST 为基础，配合合闸开关（QF）、电流互感器（TA）、电压互感器（TV）以及控制器等设备构成。

图2 基于IPST 的合环装置结构和原理Fig.2 Structure and principle of IPST-based loop closing device

移相变压器（phase shifting transformer，PST）目前广泛应用在国外的高压输电网中，主要用于潮流调整，中国也做了较多的理论研究［20-21］。PST 有多种分类方式，基于调节灵活且范围大、具有突出的成本优势、运行维护方便等特点，工程中一般选用双芯 对 称 型PST［22］，其 结 构 如 附 录A 图A1 所 示。本文研究的IPST 是基于双芯对称机械式PST 改进的，其结构如图2（b）所示。

IPST 由 一 台 励 磁 变 压 器（excitation transformer，ET）和 一 台 串 联 变 压 器（series transformer，ST）组成，并安装在图2（a）合环装置内部，ST 一次侧绕组STx1连接合环点两侧母线，其中间抽头与ET 高压侧绕组连接，用于为ET 高压侧提供励磁，ST 二次侧绕组STx2按图2（b）所示连接方式分别连接至ET 的二次侧绕组，与PST 不同之处在于IPST 的ET 二次侧增加了调压绕组ETxm与调相绕组ETx2之间的协同调节，能够补偿调相绕组输出电压与合环场景需要调节电压的相差值，进而实现无冲击合环转供。

图2（a）中TV1 和TV2 分 别 安 装 在10 kV 母线Ⅰ（S侧）与变压器之间和10 kV 母线Ⅱ（L侧）与变 压 器 之 间，TV3 和TV4 分 别 在S侧 和L侧 母 线处，TV5 和TV6 则安装在IPST 左右两侧。QF101和QF102 为安装在两侧母线与变压器之间的合闸开 关，QF103 为 旁 路 开 关，QF104 和QF105 为 安 装在IPST 两侧与合环点两侧母线的合闸开关。当S侧主变压器及相关设备需要检修时，TV3 和TV5 配合检测QF104 两侧电压，为进行合环转供提供IPST 变比控制调节需求参考量；当检修完成且需要恢复S侧主变压器供电时，TV1 和TV3 配合检测QF101 两侧电压，提供IPST 变比控制调节参考量；当L侧主变压器检修及恢复供电时，TV2、TV4 和TV6 的 功 能 与TV1、TV3 和TV5 类 似。TA1 和TA2 安装在两侧母线出线处，检测合环电流，确保合环操作的安全进行。

2.2 基于IPST 的合环装置原理

当某个母线、开关或馈线需要维护检修时，通过合环操作将负荷转移到与之相连的其他母线上，其关键在于通过合环装置进行有效的合环操作。

IPST 三相对称且不考虑调相调压绕组耦合特性时的相量调节关系如图2（c）所示。图中:U̇ETx为ET 一次侧绕组x相的励磁电压相量；U̇ETca、U̇ETab、U̇ETbc分 别为ET 的ca、ab、bc 相间线电压 相 量；U̇STx2为ST 二 次 侧 绕 组x相 的 电 压 相 量；U̇xp为ET 的x相 调 相 绕 组 组 合 输 出 电 压 相 量；U̇xm为ET 的x相调压绕组感应电压相量；θx为母线两侧x相电压相位差。

在三相对称情况下，IPST 的三相调相变比相等，三相调压绕组变比也相等。ST 以三角形连接的二次侧绕组相电压变化量超前或滞后于对应ET 一次侧绕组相电压90°，并在ST 相应各相二次侧绕组内产生电压U̇xp，进而实现移相功能，加上ET 以星形连接的二次侧调压绕组产生的电压U̇xm，则IPST调节电压的表达式为:

式中:kxp为ET 的x相调相绕组变比；kxm为ET 的x相调压绕组变比。

在三相不对称情况下，三相调相、调压绕组均不相等，此时θa、θb、θc不再相等，U̇Sa、U̇Sb、U̇Sc两两相位差绝对值不再都为120°，且由于三相调相调压绕组相互耦合，对称情况下推导的式（2）不能正确反映三相中间的耦合关系，由图2（c）通过相分析方法可以推得IPST 输出电压与ET 各绕组电压的耦合关系式，如式（3）所示。

式（3）中IPST 三相输出电压存在耦合关系，而求解kxp和kxm也存在耦合，所以为了求解式（3）方程组，需要针对不同合环场景分析其耦合特性，推导三相调相调压绕组变比计算公式，控制IPST 三相输出期望电压。

3 基于IPST 的合环装置控制策略

3.1 幅相绕组耦合特性分析及其变比计算

如图1 所示，合环点处于上级电源属于跨多级电磁环网且两侧母线电压存在幅值差、相角差以及三相不对称等现象的复杂合环场景，可分为10 kV母线Ⅰ（S侧）相位超前、相位滞后以及与10 kV母线Ⅱ（L侧）无相位差和S侧母线幅值高于L侧，S侧母线幅值低于L侧以及与L侧无幅值差等场景两两组合的合环场景，且各组合场景三相幅值差值或相位差值不完全相等。为了方便比较叙述，S侧母线幅值高于或低于L侧母线幅值分别记为S侧幅值超前或滞后L侧幅值。

针对三相不对称情况下上述不同的合环场景，基于分析IPST 结构原理和三相不对称情况下式（3）解的特征，由于合环场景调节需求三相不对称和绕组变比挡位数量等因素限制，无法得到如图2（c）所示调相绕组组合输出电压与调压绕组输出电压相位垂直关系，且三相变比不再相等。

3.1.1S侧电压幅相超前场景

针对PST 绕组变比参数，文献［20］通过分析挡位与最大级电压的关系，提出了PST 有载分接开关参数确定方法，但未考虑复杂场景下幅相绕组变比之间的关系。文献［22］将PST 绕组变比进行了简化分析，并在三相对称情况下对合环点两侧具有幅值相角差的合环场景进行了合环操作分析，合环电流满足工程应用要求，但是不适用于存在三相不对称的合环场景。

为了应对合环场景中的三相不对称，变比分析时需要三相同时进行，进而分析幅相绕组耦合关系。图3（a）为IPST 超前调节三相相量关系图。图中:θ1x为S侧x相电压与对应ET 的x相一次侧绕组励磁电压相位差；βx为S侧x相电压与对应ST 的x相一次侧绕组感应电压相位差；γx为U̇xp与U̇ETx的相位差；U̇STx1为ST 一次侧绕组x相的感应电压相量。由图3（a）可得:

图3 IPST 调节相量关系Fig.3 Phasor relationship of IPST regulation

为 求 解 两 两 耦 合 的kap、kbp、kcp，需 要 引 入 如 图3（a）中所示的角度参数进一步分析推导。U̇Sx、U̇Lx为合环操作前可测相量参数，则U̇STx1可表示为:

由IPST 结构特点可得ST 三相绕组电压关系为:

由式（11）、式（12）可得kap、kbp、kcp两两之间存在耦合关系，为了得到近似解，对输出目标值的相位没有进行严格限制，所以其作用在ET 调相绕组组合输出电压与期望值有一定的相角偏差，而ET 调压绕组能够有效针对各相偏差进行补偿调节。

结合图4（a）中U̇xm的相量关系可得:

式（15）中γx未知，结合图3（a）、（b）和式（10）进行分析，为了实现调压绕组针对性补偿调节，减少ET 三相调相绕组耦合特性的影响，引入角度参数φ1x，如图3（b）所示。结合正弦定理可得:

由式（15）至式（17）分析可知，kxm受kxp影响，后者发生变化时，前者会随之变化，但是kam、kbm、kcm相互之间无耦合关系。

基于对S侧电压幅相超前L侧合环场景下实际调节需求所需变比参数的分析可知，当式（11）求得三相不对称调相变比时，可由式（15）求得调压变比。

3.1.2S侧电压幅相滞后场景

IPST 幅相滞后调节相量关系如图3（c）所示。S侧相位滞后L侧时，ET 三相调相绕组输出电压均与对应励磁绕组反向，如图中黄色相量所示。此时kxp取负值。此外，由于合环点两侧母线电压相位关系变化，导致3.1.1 节分析推导的表达式存在符号变化，所以需要对S侧电压幅相滞后L侧场景进行对比推导。为了简化变量形式，该场景下分析推导的变量以上标“′”加以区分，含义与3.1.1 节相应变量相同。此时，图3（c）中β′x、θ′1x、φ′2x分别表示为:

其余6 种场景幅相绕组变比值分析均基于以上2 种场景的分析方法，由于篇幅所限不再列出。对比8 种场景幅相绕组变比推导过程可得:三相调相绕组变比两两之间存在耦合，需要通过求解方程组进而求得kxp；而三相调压绕组变比两两之间无耦合关系，但与调相绕组存在耦合，所以求解kxm时需要先确定调相绕组变比。结合幅相绕组变比可得式（3）中IPST 的输出电压。

3.1.3 不同合环场景下的相位差判断因子

针对三相不对称情况下可能出现的8 种合环场景，幅相绕组变比值计算公式是有差别的，不同之处可分为在合环点两侧S侧相位超前、滞后和与L侧无相位差3 类，为合环控制带来了困难。为了综合统一表示不同合环场景下幅相绕组变比值的确定方案，引入x相相位差判断因子px:

结合以上推导分析了IPST 幅相绕组耦合特性，引入了相位差判断因子，并给出了适用于不同不对称合环场景下的幅相绕组变比计算公式，为不同不对称场景下合环控制方案的确定提供了简便统一的判断方法，可简化控制系统的设计。

3.2 合环控制策略

基于IPST 的合环装置实现调节功能主要依据其结构特点，其合环控制策略需要对调相调压变比控制选挡以及设定合闸开关配合操作次序，其控制流程如图4 所示。

图4 控制策略流程图Fig.4 Flow chart of control strategy

整个控制流程主要分为变比参数计算选挡和合环操作配合控制2 个模块。开始时，需要检测合环点两侧母线电压，确定调节目标以及获取合环场景已知信息。变比参数计算选挡模块主要是基于3.1.3 节变比确定方案并参考工程实际确定幅相调节变比挡位。为验证本文所提变比计算方法的正确性，给定IPST 初步变比值变比参数，而不进行挡位化；为验证工程实际应用的有效性，则需要将初步变比挡位标准化。确定变比挡位后进入下一步控制模块。

合环操作配合控制模块结合给定IPST 变比进行控制调节，S侧（L侧）设备需要维护检修时，应将S侧（L侧）负荷倒L侧（S侧）母线，首先QF105（QF104）合闸，给定设计变比的合环装置通电后处于待工作状态，其次QF104（QF105）合闸，进行合环操作，若合环电流符合合环操作要求，则系统保护不动作即可实现无冲击合环，最后QF101（QF102）分闸，实现不停电转供。

4 仿真验证

基于1.1 节某地区35 kV 变电站10 kV 侧不同合环场景，在PSCAD/EMTDC 仿真平台搭建仿真模型，考虑三相不对称情况下10 kV 母线Ⅰ（S侧）负荷需要转供，仿真幅相超前滞后混合组合的4 种合环场景以及仅有调压或调相需求的2 种合环场景。以上6 种合环场景对应合环点两侧母线电压参数如表1 所示。场景1 至4 为S侧母线电压幅相超前滞后两两组合工况，场景5、6 分别为两侧母线电压仅有相角差和幅值差的工况，由于仅有相角超前滞后或幅值超前滞后对应合环场景参数设计仅有一正负号差别，所以针对仅有相角差和幅值差的工况选取了超前场景进行仿真分析。

表1 不同合环场景下合环点两侧母线电压Table 1 Bus voltage on both sides of loop closing point in different loop closing scenarios

仿真分析直接合环、基于PST 的合环装置合环和基于IPST 的合环装置合环等不同合环方式的合环电流情况。其中，基于IPST 的合环装置合环方式给定2 种变比对比分析:一种给定本文所提幅相变比计算方法确定的初步变比值，如表2 所示；另一种考虑实际工程应用中变压器变比都是按照一定规则设计好的，需要基于确定的初步变比给定挡位标准化变比值，如表3 所示。本文按照一挡调节2°标准化设计调相变比，调压绕组标准化按一挡调节2/17 kV 设计。

表2 不同合环场景幅相初始变比Table 2 Initial ratios of amplitude and phase in different loop closing scenarios

表3 不同合环场景幅相挡位标准化变比Table 3 Standardized ratios of amplitude and phase in different loop closing scenarios

场景1 合环点通过不同方式进行合环操作产生的合环电流如图5 所示，场景2 至6 合环电流如附录A 图A2 至图A6 所示。场景1 采用直接合环产生的合环电流ICZx1如图5（a）所示。1 s 时进行合环操作，此时合环电流最大值ICZx1，max为1 845 A。为方便分析合环电流情况，不同合环场景下采用不同合环方式产生的合环电流的最大值如表4 所示。由表4 可知，6 种存在三相不对称且合环点两侧具有幅值差或相位差的复杂合环场景下采用直接合环的三相合环电流最大值均大于720 A，且随着幅值差、相角差增大，合环冲击电流随之增大，其中最大值为ICZx1，max=1 845 A。

表4 不同合环方式的合环电流最大值Table 4 Maximum value of loop closing current with different loop closing modes

场景1 采用基于PST 的合环装置合环的合环电流ICPx1如图5（b）所示，此时为场景序号最大值降为583.2 A，但仍不满足合环电流要求。结合其他三相不平衡且合环点两侧具有幅相差和仅有幅值差的合环场景，采用基于PST 的合环装置合环的合环电流，可得合环电流最大值ICPxn，max均大于499 A，其中n为场景序号。此时最大合环电流为ICPb4，max=723.4 A。而场景5 是三相不对称情况下仅有相位差的合环场景，采用未进行挡位化变比的PST 进行合环的合环电流最大值ICPa5，max为94.35 A，该场景采用PST 进行合环能够较大程度地减小合环电流，与相同场景下采用未进行挡位化变比的IPST 进行合环的合环电流最大值3.911 A 相比，说明基于IPST的合环装置对于复杂合环调节效果更佳。

场景1 采用如表2 所示的幅相初始计算变比的IPST 进行合环的合环电流ICCx1如图5（c）所示。此时，合环电流最大值ICCb1，max仅有2.619 A，与前2 种合环方式的合环电流相比明显下降。对比场景2 至5 采用初始变比的IPST 进行合环的合环电流，其最大值均不超过15.2 A，最小为ICCb1，max=2.619 A，采用初始变比IPST 的合环装置进行合环转供效果明显。

图5 场景1 不同合环方式的合环电流Fig.5 Loop closing current with different loop closing modes in scenario 1

考虑幅相变比挡位标准化的情况下，投入如表3 所示的变比参数进行合环操作，场景1 的合环电流ICBx1如图5（d）所示。此时合环电流最大值为ICBc1，max=30.61 A，相比ICCb1，max有所增加。对比不同合环场景下采用挡位化变比的IPST 合环的ICBxn，max与 采 用 初 始 变 比 的IPST 合 环 的ICBxn，max可 知，不 同合环场景下合环电流最大值均增加，但ICBxn，max均不超过40 A，最小为ICCc6，max=11.65 A。这是由于初始变比是基于合环场景给定的近似精确解，而工程实际应用变比是在初始变比值附近按挡位取值，会产生一定的偏差，但是最后产生的合环电流仍满足合环条件。若要使采用挡位标准化变比的IPST 合环时产生的偏差越小，则需要相同调节量时调节挡位越多，但会造成制造成本增加，因此需要依据工程需求进行取舍。

由以上分析可得，采用基于IPST 的合环装置可以应对合环点两侧存在三相不对称、幅值差、相位差的复杂合环场景，能够有效实现无冲击电流合环操作。

5 结语

本文针对配电网复杂合环场景，提出了一种具有技术经济优势的基于PST 的合环装置方案，在三相不对称的复杂场景下分析了合环装置的耦合特性，提出了相应的控制策略，并仿真验证了所提合环装置技术对于复杂合环场景进行不停电合环转供的调节效果，得出如下结论:

1）针对复杂合环场景的调节需求，提出了基于IPST 的合环装置，IPST 相对PST 增加了调压绕组，能够很好地改善调节灵活性和增强适用范围，进而可以实现三相不对称下的灵活合环控制。与基于电力电子装置柔性合环技术相比，基于IPST 的合环技术研制技术经验丰富，成本较低，运行维护简单，经济性较好，可推广性较高。

2）基于IPST 结构特点和工作原理，通过分析IPST 的三相调相调压绕组耦合特性得出三相调相绕组变比两两之间存在耦合，而三相调压绕组变比两两之间无耦合但与三相调相绕组变比之间存在耦合，进而推导了合环装置应对不同复杂合环场景IPST 选取调节挡位的计算公式。

3）对比分析不同复杂合环场景IPST 变比计算公式特征，引入相位补偿因子，提出了适用于不同复杂合环场景的三相不对称合环控制策略，能够有效实现复杂合环场景不停电合环转供负荷，为工程应用提供了理论依据。而IPST 在调节过程中挡位变化会造成阻抗变化，后续将深入研究IPST 内阻抗随着挡位变化的规律及不对称工况下的阻抗耦合变化规律。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。