箱式工业电阻炉加热的多流制牵引供电系统稳压方法

2023-07-07柏文言

工业加热 2023年5期

柏文言,李雪

(国网冀北电力有限公司唐山市曹妃甸区供电分公司,河北唐山 063299)

1 引言

目前,电阻炉加热供电通常利用直流制,但直流电压较低,容易产生杂散电流,牵引配电站较多,引起供电距离加长[1],导致供电结构繁琐[2-4]。如果工业电阻炉供电采用交流制,就可减少杂散电流,但电炉高度加热时,交流牵引供电系统会出现电分相[5-7],电分相会导致电炉加热间断,曾雯效果变差,此外,交流供电模式中存在电能质量负序的问题,这种问题会造成公共电网的污染问题[8]。由于中国电工业炉的不断进行升级,工业用电量的需求也随之增加,研究改善运行效果的方法尤为重要[9]。

许多学者对此进行了大量研究,如陈民武等[10],研究组合式同相供电系统补偿算法与控制策略;如叶宏等[11],研究双向变流型混合供电系统控制策略方法,但当工业电炉产内电炉使用增多,用电量较大时,供电效果会出现较大电压波动,对此,本文研究箱式工业电阻炉加热的多流制牵引供电系统稳压方法,其创新之处在于采用中压直流牵引供电系统控制并联运行多直流牵引配电站,然后利用模块化多电平矩阵变换器FFTS抑制直流电压波动,实现稳压控制。

2 箱式工业电阻炉加热的多流制牵引供电系统稳压方法

2.1 多直流牵引配电站并联运行稳压控制方法

多个并联运行的直流牵引负荷供电配电站共同运行,能够维持供电系统中牵引负荷的持续供电,除此之外,还能有效保持维持牵引网直流电压的稳定性[12-14]。图1表示两牵引配电站并联运行等效模型,将配电站视为电压源。图1中,牵引配电站1输出电压、输出电流分别为udc1、idc1,牵引配电站2输出电压、输出电流分别为udc2、idc2,负荷端口电压为uLoad,负荷取流为iLoad;配电站1和配电站2到负荷之间牵引网的等效电阻用Rline1、Rline2表示。当恒功率负载的功率为P时,能够实现负荷的有效牵引。

图1 两牵引配电站并联运行等效模型

各牵引配电站输出不一致的电压,由于牵引配电站在采用定直流电压控制的过程中,变流器使用的元件存在一定差异,在电炉高温时增多系统消耗引起设备不安全,是因为电炉高温时产生出现在配电站TSS1和TSS2之间的电流环路ic12。用式(1)表示ic12:

(1)

为使整个系统具有更好的鲁棒性,需要在牵引网的直流电压控制过程中保证空载电流环路在内的所有牵引配电站参与,此策略并不需要牵引配电站互相通信,用式(2)表达:

(2)

牵引配电站的本地信息能够有效控制牵引网的直流电压。在系统中牵引符合存在一定功率变化,这需要包括加热器的电流环路在内的所有牵引配电站共同承担。当牵引配电站发生故障时,其余牵引配电站可继续维持系统的安全稳定运行。

下垂控制在直流电网中存在控制有效性[15],由于牵引负荷可迅速加热、随机波动且不能忽略牵引网阻抗,所以下垂控制应用在中压直流供电系统中时,会引发牵引配电站输出电压跌落以及不能精准划分配电站间的负荷电流的问题。根据牵引网不可忽视的阻抗,为保证牵引网线损小,负荷电流不能在并联牵引配电站间按其自身容量成比例分配,系统难以实现动态均流,这是由于牵引负荷的运动特性造成的。因此,该方法采用就近提供负载电流的原理,采用降速控制抑制电流环路。该方法虽然不需要精确地分配各配电站间的负荷电流,但仍需处理由下垂控制引起的牵引配电站输出电压凹陷问题。由于各牵引配电站的输出电流随牵引负荷的移动而发生不同的连续变化,导致系统损耗增大,甚至导致牵引配电站闭锁,导致供电系统不稳定。

基于传统下垂控制方法,在电压补偿加入的同时完成电压跌落问题的处理,电压跌落的去除则需要在双闭环未控制回路的过程中,将电压补偿项Vu加入输出电压的参考值,Vu用式(3)表示:

Vu=Gd(s)(Uref-udc)

(3)

用式(4)表示具有电压补偿能力的下垂控制:

(4)

根据式(4)内,补偿项PI电压调节器用Gd(s)表示,Gd(s)=kpd+kid/s;PI电压调节器的比例用kpd表示;PI电压调节器的积分系数用kid表示。

2.2 直流电压波动抑制方法

2.2.1 FFTS交、直流侧功率分析

模块化多电平矩阵变换器(fractional frequency transmission system,简称FFTS)作为具有全控特性电力电子器件具有“储能”特性,能够对不具备平衡性的FFTS交、直侧瞬时有功功率进行重新设置,在交流供电系统出现对称性问题时,使FFTS交流侧电流重新回到对称运行的状态,并使电流、功率以及直流侧电压均保持恒定。

当FFTS三项系统出现不对称现象的交流侧时,会造成FFTS的三项交流系统的电流对称现象。当FFTS三项系统交流输出的电压与同等对称现象停止时,会使三项系统交流的电流负序的分量将会被消除。所以FFTS内部虚拟电动势用式(5)形容,交流电流用式(6)表示:

ex=E+cos(ω0t+φe+-φx)+E-cos(ω0t+φe-+φx)

(5)

ix=Icos(ω0t+φi+-φx)

(6)

由式(5)、式(6)可知, FFTS内部虚拟变换信号电流正序分量的幅值E+表示;负序变换信号电流分量幅值表示用E-;内部虚拟变换信号的初相交接点用φe+、φe-表示;系统角频率用ω0表示;φc=-120°,φb=120°,φa=0。其中相间隔无开始的电流分量是用交流侧Y0/V变压器间隔的,所以无开始电流分量不通过式(5)研究。根据式(5)、式(6),FFTS各项瞬时有功功率由式(7)表示:

(7)

根据式(7),以式(8)表示FFTS交流侧瞬时有功功率:

(8)

根据式(7)、式(8),FFTS交流信号几点侧瞬时有功功率直流信号分量用pac0表示;2倍频直流信号分量用pac2表示。

(1)FFTS各相单元的平均功率pdcx不一致会引发各相电流环路中直流分量不一致,这种情况发生在交流系统不对称模式下。

(2)在各瞬时有功电流功率中,均具有负序电流2倍频直流分量px-存在,上述直流分量会导致负序电流性质的2次谐波电流环路电源释放现象的出现,但不会进入FFTS直流侧的序列产生。

(3)在各瞬时有功电流功率中,均具有绕组电流序2倍分量px0的存在,上述绕组电流分量会导致FFTS系统三圈电流环路中出现绕组电流性质的2倍频波动分量的出现,之所以直流侧配电压组、电流的功率会出现2倍波动,是由于此有功电流功率分量加入FFTS直流侧造成的。

2.2.2 FFTS直流回路模型

根据2.2.1小节,FFTS的三相电流环路可用式(9)描述:

icirx=icirx0+icirx2-+icirx20

(9)

根据式(9),2次谐波电流环路的负序用icirx2-表示;2次谐波电流环路的零序分量用icirx20表示,并满足icira0+icirb0+icirc0=idc0,icira2-+icirb2-+icirc2-=0,icira20=icirb20=icirc20;直流电流的直流成分用idc0表示。把式(9)代入式(10)可知式(11)、式(12):

(10)

(11)

(12)

根据式(11)、式(12),2次谐波电流环路模型是由负序网络和零序网络组合构成,直流侧等效阻抗用Zf描述;2次谐波桥壁不平衡电压固有分量与添加分量的负序成分和零序成分分别用ucirx2inh-、ucirx2int-、ucirx2inh0、ucirx2int0表示,且ucira2inh0=ucirb2inh0=ucirc2inh0,ucira2int0=ucirb2int0=ucirc2int0。

2.2.3 直流电压波动抑制原理

换流器交流侧瞬时有功功率用pac表示;无功功率用qac表示;换流器本身损耗瞬时有功功率用Vp表示;换流器流入直流侧瞬时有功功率用pdc表示。pac、Vp与pdc需满足式(13),它们一直维持均衡。

pac=Vp+pdc

(13)

根据式(8)、式(13)可知式(14):

pac0+pac2=Vp+pdc

(14)

由于可忽视换流器的有功损耗数值低于比额定有功功率。因此,两电平VSC,Vp≈0,表示均衡的交、直流侧瞬时有功功率。Vp可负担额外的瞬时有功功率,因为FFTS各子模块拥有储能特质,不止能容纳FFTS本身的有功损耗。设定:

pac0=pdc

(15)

pac2=Vp

(16)

在交流侧的具体瞬时有功功率中,出现直流侧瞬与直流分量功率相同的现象,当上述现象出现时,FFTS承担的瞬时有功功率数值与流测瞬时有功功率的2倍频波动分量相同。上述过程不会对FFTS子模块电炉电压平均值造成影响,能够保持FFTS始终保持平稳的运作状态,这是由于一个周波内的△p积分数值均为0。

想要实现维持直流侧电压、电流和功率恒定;维持交流侧三相电流对称运行这个指标,要依据FFTS交流侧三相系统不对称的情况。

3 实验

为验证本文提出的箱式工业电阻炉加热的多流制牵引供电系统稳压方法的有效性,利用Matlab/Simulink软件搭建多流制牵引供电系统仿真模型,选用某事5个等级的工业电炉加热使用厂,对牵引网额定电压进行设定,数值为24 kV,在牵引配电站中,输出电压最大跌落值为额定值的±5%,设置工业电炉加热使用厂的额定功率分为5、10、20、25、30 MW,假设工业电炉加热使用厂,从电炉加热的电加热管初始温度与表面最高工作温度加热时间两个角度对本文方法应用后的供电系统供电能力进行实验分析,结果如表1所示。

表1 本文方法应用系统供电能力

分析表1可知,应用本文方法后,可缩短不同有功功率消耗电炉加热的使用时常,即使有功功率消耗为30 MW的等级5加热炉,加热使用功率也稳定达到1 000 kg/(m2·h),实验结果表明,本文方法应用后可有效提升供电系统供电能力,进而提升工业炉电压稳定能力。

为验证本文方法应用后在不同时间情况下的电压波动情况,与未使用本文方法时的电压波动情况进行对比,实验结果用图2表示。

图2 电压波动情况

分析图2可知,在未应用本文方法时,在时间逐渐增加时电炉电压波动情况较大,应用本文方法后,随着时间增加电炉电压波动较小,实验结果表明本文方法可有效抑制电炉电压波动。

选用文献[10]的组合式同相供电系统补偿算法与控制方法与文献[11]的工业电阻炉双向变流型混合供电系统控制方法为本文方法对比方法,对比三种方法应用后的负荷电压最大跌落值、最低稳态值。

不同方法应用后的供电系统负荷电压最大跌落值对比结果如图3所示。

图3 不同方法负荷电压最大跌落值

由图3可知,文献[10]的组合式同相供电系统补偿算法与控制方法与文献[11]的工业电阻炉双向变流型混合供电系统控制方法的负荷电压最大跌落值都高于本文方法,本文方法的负荷电压最大跌落值最低,仅为52 V,实验结果表明,本文方法可有效防止供电系统负荷电压大幅度跌落,稳压性能较好。

不同方法在不同时间下最低稳态值的变化情况如图4所示。

图4 不同时间下最低稳态值

由图4可知,由于设置各牵引配电站输出电压为24 kV,因此各方法的控制下的不同时间的最低稳态值均在24 kV左右波动,其中文献[10]的组合式同相供电系统补偿算法与控制方法与文献[11]的工业电阻炉双向变流型混合供电系统控制方法的最低稳态值都在24 kV以下波动,但本文方法可有效保证配电站的最低稳态值围绕24 kV微小幅度波动,表示本文方法的稳压控制的供电系统最低稳态值与设定的各配电站输出电压接近。