基于5G的電網合環電流計算評估及測量分析

王海云， 于希娟， 張再馳， 姚藝迪， 徐鵬

(國網北京市電力公司電力科學研究院電網技術中心， 北京 100075)

隨著城市電網網架結構的高速發展以及運行方式的不斷變化，電網常出現短時合環的情況，當對電網進行網內故障處理、負荷轉移和設備檢修時，常采用某些開環運行輸電線路進行合環的方法[1-2]，以減少停電次數和停電時間，提高供電的連續性和可靠性。由于斷路器閉合前合環點兩側存在電壓差和相角差，因此進行合環操作時會產生沖擊電流，可能引起繼電保護裝置的誤動作，嚴重情況下將引起其他保護動作跳閘或電網振蕩，這將直接影響電網的安全穩定運行[3-4]。然而，僅依靠調度運行人員的運行經驗來判斷是否進行合環操作，有較大的局限性，將增加停電次數，降低系統供電可靠性和經濟性，甚至損壞電氣設備。文獻[5]所提的潮流模型能夠反映線路氣象隨機性對電網潮流和線路溫度的影響，但該模型精度低；文獻[6]提出一種改進連續潮流的輸電斷面熱穩定傳輸功率極限計算方法。采用線性最優化方法調整各發電機出力，計算結果與實際有偏差；文獻[7]提出計及主網等值阻抗的潮流法、忽略主網等值阻抗影響的潮流法及近似公式法，受簡化處理精度較低；文獻[8]提出一種基于分層前探回溯搜索的合環回路拓撲分析方法，受搜索速度影響較大；文獻[9-10]提出了主動配電網轉供優化模型，懲罰性變權最優綜合評價模型，既考慮了權重的作用，也考慮了指標值的作用，但迭代速度和收斂效果受權重參數選擇影響大；文獻[11]提出多配電網線路并發合環電壓差計算方法，實現線路的整體負荷預測，但電子傳輸時長較長；文獻[12]提出一種配電網合環信號相角差的評估方法，但應用范圍有限；文獻[13]在不依賴具體網絡參數的情況下，提出了一種數據驅動的配電網合環判定方法；文獻[14]通過指標評估進行合環輔助決策，但指標權重需要進一步界定；文獻[15]提出了一種基于改進多目標和聲優化算法的綜合調控策略。由于外部電網運行方式多變使得合環電流的影響程度各異，等值電網參數無法準確計算，且合環相角差測量的準確率有待提升，對合環電流計算評估誤差比較大。因此，需要明確電網合環的影響因素，能夠準確測量合環點兩側的相角，并較為準確的估算出合環電流的大小非常重要。

基于此，針對電網合環電流無法準確計算評估，合環點相角無法準確測量的問題，現首先分析合環電流的影響因素，并基于不同運行方式的分析，提出等效阻抗的計算方法及合環電流的計算評估方法，而后在合環點應用5G量測終端進行相角差采集，并進行合環電流的計算評估。通過示范應用驗證方法的有效性和實用性。

1 合環電流計算評估方法

1.1 電網合環電流影響因素分析

基于戴維南等值定理，可以將兩條母線對應的上級電網分別等值成“理想電壓源+串聯阻抗”的形式，其等值模擬如圖1所示，將其轉換成戴維南等效。

Ug1為電源1的電壓幅值；θg1為電源1的電壓相角； Pg1為電源1的有功功率；Qg1為電源1的無功功率； Ug2為電源2的電壓幅值；θg2為電源2的電壓相角； Pg2為電源1的有功功率；Qg2為電源1的無功功率； U1為母線1的電壓幅值；θ1為母線1的電壓相角； U2為母線2的電壓幅值；θ2為母線2的電壓相角； PL1為負荷1的有功功率；QL1為負荷1的無功功率； PL2為負荷2的有功功率；QL2為負荷2的無功功率圖1 電網合環等值電路示意圖Fig.1 Schematic diagram of closed loop equivalent circuit of power grid

由圖1可知，合環電流的影響因素主要為3個：系統電源電動勢、系統阻抗以及網內負荷。對于系統電源電動勢，節點電壓相角的變化方向與電源電動勢相角變化方向相同。對于系統阻抗，針對負荷節點，系統阻抗增大，節點電壓向滯后方向變化；系統阻抗減小，節點電壓向超前方向變化。針對電源節點，由于電流方向相反，相角與阻抗的變化關系相反。對于網內負荷，針對負荷節點，負荷電流增大，節點電壓向滯后方向變化；電流減小，節點電壓向超前方向變化。針對電源節點，由于電流方向相反，電流與阻抗方向變化關系相反。

1.2 等值阻抗計算方法

采用某電網年度夏季高峰負荷斷面、平峰負荷斷面、低谷負荷斷面，依托電力系統仿真軟件(PSD-BPA)，進行典型合環點等值阻抗計算根系。其中在等值阻抗計算過程中，如電網參數準確齊備的情況下，通過網絡中節點導納矩陣可以求得網絡節點阻抗矩陣，進而得出等值阻抗；但實際電網如參數準確性差，則采用典型方式進行等值阻抗分析。

選取某220 kV變電站為例，其220 kV母線共有3個出線和2個母聯開關，母聯開關為2個不同分區的跨區合環點。改變合環點兩側負荷、電廠出力、線路或變壓器運行方式等情況下，等值阻抗計算結果如表1所示。

表1 不同負荷和發電廠出力下合環等值阻抗變化明細表Table 1 List of equivalent impedance changes of closed loop under different loads and power plant output

表2 改變線路和變壓器運行方式下合環等值 阻抗變化明細表Table 2 List of equivalent impedance change of closed loop under changing line and transformer operation mode

表3 不同方式下某220 kV變電站母線間合環等值 阻抗變化明細表Table 3 List of equivalent impedance between 220 kV buses in a station

由表1和表2可知，改變合環點兩側負荷、電廠出力、線路或變壓器運行方式等情況下，等效阻抗變化不明顯，阻抗實部差異率不超過0.2%，虛部變化率不超過0.05%。因此，在全網數據無法準確實時獲取的情況下，可采用典型運行方式，來確定等值阻抗，再計算合環穩態電流，再通過沖擊電流和穩態環流的對應關系，進一步求得沖擊電流的最大值。

1.3 合環電流計算評估方法

合環電流主要包含合環前后饋線電流疊加而成，一部分是合環前各支路的初始電流，一部分是由合環開關兩端電壓向量差引起的環流。對于母線合環電流，針對母聯開關，從開關兩側的節點作為端口進行戴維南等值，再采用單位電流法，計算等值阻抗；針對線路合環電流，從線路兩側的節點作為端口進行戴維南等值，再采用單位電流法，計算等值阻抗。穩態合環電流計算公式為

(1)

式(1)中：SN為基準容量，一般取1 000 MVA；UN為額定電壓，kV；Zeq為系統等值阻抗；ΔU為合環點兩側的電壓差。

因此，穩態合環電流與系統等值阻抗成反比，與合環前兩節點的電壓差值成正比。但對于合環暫態電流，由于整個合環環路呈感性，因此進行合環操作后，整個網絡從暫態過程到穩態過程是逐漸震蕩衰減的，在計算合環沖擊電流時需要對合環模型建立微分方程，表達式為

(2)

式(2)中：Emax為合環電壓差的幅值；ω為系統頻率；t為衰減時間；φ為合環時刻合環點兩側電壓之間的相角差；R和L分別為合環回路等值電阻和電感。

經推導，合環沖擊電流最大值所對應的有效值為

(3)

式(3)中：1+e-0.01R/L為沖擊系數；Ic為合環穩態電流有效值。在電力系統沖擊系數一般取值1.8，即合環電流在暫態過程中可能出現的最大有效值為合環穩態電流的1.52倍。

對于非周期分量的衰減時間，當t=2L/R時，有

(4)

可以認為此時衰減基本完成，進入穩態過程。在電力系統中，衰減時間常數一般約為0.045 s，因此在0.1 s之后，合環的暫態過程結束。在通過沖擊電流和穩態環流的對應關系，由潮流計算直接獲取合環操作穩態電流最大值并進一步可求得沖擊電流的最大值。

2 基于5G量測終端的相角差采集和合環電流計算評估分析

采用兩臺5G量測終端分別在變電站測控屏量取合環點兩側母線PT二次電壓，終端通過GPS對時實現同步。通過終端電流通道采集變電站測控屏內CT二次側合環電流。應用5G大帶寬和低延時的性能，現場數據5G通信的方式回傳主站，調控運行人員通過訪問主站服務器獲取相量波形數據，并應用合環電流計算評估方法，確定合環兩側的相角差和合環電流的大小。

2.1 5G量測終端性能

同步性能：5G量測終端采用北斗加GPS授時，同步誤差小于1 μs。當終端失去GPS信號將進入守時狀態(有效時長約5 h)。在有效守時時間內GPS信號恢復，終端自動平滑過渡到同步狀態。在有效守時時間外GPS信號恢復，終端時間系統將自動重新對時，對時過程終端不上傳采樣數據，對時過程時長小于6 s。

測量延時：由于5G量測終端采用文件的方式上傳采樣數據(單文件數據長度2 s)，故測量延時包含文件延時和網絡傳輸延時兩部分。

相量計算精度：獲取合環點兩側電壓的相角差，采樣頻率最高可達12.8 kHz，最大測量誤差為0.2°。

2.2 相角差采集和合環電流計算評估分析

通過5G量測終端的實時采集，通過5G網絡送至主站服務器，進行合環點電壓相角差走勢圖的采集記錄和顯示，通過滑動窗口算法，按照1 s取20個點進行解析，系統通過2 s進行計算相角差和電壓差，合環點兩側電壓差和相角差走勢圖如圖2、圖3所示。

由圖2可知，合環點A相電壓差最大值為20.18 kV，最小值為8.09 kV，平均值為14.06 kV；B相電壓差最大值為19.92 kV，最小值為7.69 kV，平均值為13.75 kV；C相電壓差最大值為20.03 kV，最小值為7.68 kV，平均值為13.91 kV。

由圖3可知，合環點A相電壓相角差最大值為8.8°，最小值為3.3°；B相電壓相角差最大值為8.7°，最小值為3.1°；C相電壓相角差最大值為8.7°，最小值為3.1°。平均電壓相角差約6°。最大值發生在17:30左右，最小值發生在24:00左右。通過5G量測終端的實時向量采集，為合環電流計算提供基礎。通過式(1)～式(4)計算合環穩態電流，在通過沖擊電流和合環穩態電流的對應關系，進一步求得沖擊電流的最大值。合環穩態電流和沖擊電流評估結果如圖4所示。

圖2 合環點兩側1母線和2母線電壓差走勢圖Fig.2 Voltage difference between bus 1 and bus 2 on both sides of loop closing point

圖3 合環點兩側1母線和2母線電壓相角差走勢圖Fig.3 Voltage phase angle difference between bus 1 and bus 2 on both sides of loop closing point

圖4 合環電流計算評估結果Fig.4 Calculation and evaluation results of loop closing current

由圖4可知，合環穩態電流最大值為23.52 A，最小值為9.43 A，平均值為16.38 A；沖擊電流最大值為35.75 A，最小值為14.33 A，平均值為24.90 A。最大值發生在17：30，最小值發生在24：00左右。與電壓相角差趨勢一致，電壓相角差越大，合環電流越大，該方法可以準確計算出合環暫態和沖擊電流。

3 結論

為了提升調控運行人員合環倒閘的成功率，解決電網合環電流無法準確計算評估的問題，提出了基于5G的電網合環電流計算評估方法。并對某實際電網算例進行合環電流的計算評估。得到以下結論。

(1)改變合環點兩側負荷、發電廠出力、線路或變壓器運行方式等，合環點等效阻抗變化不明顯，驗證了采用典型運行方式確定等值阻抗的可行性。

(2)應用5G大帶寬低延時的性能，通過5G量測終端實現了合環點電壓向量波形數據的實時采集，采樣頻率12.8 kHz，最大測量誤差為0.2°，為合環倒閘操作提供了確定性的依據。

(3)通過實際電網應用分析，該方法能夠實時準確計算出合環穩態和沖擊電流，驗證了該方法的可行性和實用性，將有效提升電網運行人員合環倒閘的成功率。