高壓直流輸電系統(tǒng)的無(wú)功功率平衡和控制方法

朱坤琳，溫渤嬰

(中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)信息與電氣工程學(xué)院，北京市 100083)

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高壓直流輸電系統(tǒng)的無(wú)功功率平衡和控制方法

朱坤琳，溫渤嬰

(中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)信息與電氣工程學(xué)院，北京市 100083)

基于超高壓、特高壓和背靠背3種典型高壓直流工程，對(duì)高壓直流輸電的無(wú)功功率平衡與控制方法進(jìn)行了綜合分析與研究。首先介紹了高壓直流輸電系統(tǒng)中與無(wú)功功率相關(guān)的電氣設(shè)備及影響無(wú)功功率的主要因素。其次，整理歸納了現(xiàn)有工程中的無(wú)功功率控制策略，并提出了無(wú)功功率控制因子的概念。結(jié)合交流系統(tǒng)中電壓波動(dòng)和無(wú)功功率的關(guān)系，提出了將交流電壓轉(zhuǎn)化為無(wú)功功率，取轉(zhuǎn)換后的無(wú)功功率和交流系統(tǒng)的無(wú)功功率的交集作為控制因子的相關(guān)簡(jiǎn)化方案。最后，對(duì)比了無(wú)功功率模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工程相關(guān)工況的運(yùn)行結(jié)果。實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了采用所提方案設(shè)計(jì)的無(wú)功功率模型的有效性。

高壓直流輸電；無(wú)功設(shè)備；無(wú)功功率平衡；無(wú)功功率控制

0 引 言

高壓直流輸電系統(tǒng)的換流器，無(wú)論運(yùn)行在整流還是逆變狀態(tài)都將消耗大量的無(wú)功功率[1]，增加網(wǎng)損，改變母線電壓，直接影響電網(wǎng)的經(jīng)濟(jì)安全運(yùn)行，因此必須在站內(nèi)或交流母線上安裝相應(yīng)的無(wú)功功率補(bǔ)償裝置，使其平衡[2]。

目前國(guó)內(nèi)外已有大量文獻(xiàn)研究了無(wú)功功率控制問(wèn)題，文獻(xiàn)[3]描述了無(wú)功設(shè)備的投切原則和無(wú)功功率平衡與控制需要考慮的因素，包括限制條件和運(yùn)行方式，以及原始輸入數(shù)據(jù)等。但未考慮電壓波動(dòng)對(duì)無(wú)功設(shè)備帶來(lái)的影響。文獻(xiàn)[4-5]分別針對(duì)實(shí)際直流工程的無(wú)功功率控制方案，提出了具體的無(wú)功功率設(shè)備配置與無(wú)功功率控制策略，但未對(duì)濾波器的特殊性進(jìn)行進(jìn)一步分析。文獻(xiàn)[6]研究了特高壓直流無(wú)功功率控制策略，提出了有利于現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行的有效建議。文獻(xiàn)[7]對(duì)直流系統(tǒng)低功率運(yùn)行時(shí)的無(wú)功功率平衡和控制策略進(jìn)行分析，提出了通過(guò)提高最小關(guān)斷角吸收多余無(wú)功功率，有效地解決了直流系統(tǒng)低功率運(yùn)行時(shí)交流電網(wǎng)電壓升高問(wèn)題。但已有文獻(xiàn)多針對(duì)各個(gè)不同工程和不同工況進(jìn)行無(wú)功功率分析研究，而鮮有全面地將無(wú)功功率控制方法和具體工程工況結(jié)合分析的報(bào)道。

我國(guó)現(xiàn)有“三?！?，“三滬”、“向上”、“貴廣”、“云廣”、“中俄”、“靈寶”等實(shí)際投運(yùn)的超高壓、特高壓、背靠背直流輸電工程[1,8]。不同的直流輸電工程因接線類型、交流系統(tǒng)電壓等級(jí)、閥組電壓等級(jí)不一致具有不同的運(yùn)行工況和控制模式，其無(wú)功功率的補(bǔ)償方式也略有不同。因工程中的設(shè)備來(lái)自不同廠家，參數(shù)和耐受性不一致也會(huì)造成系統(tǒng)控制、運(yùn)行方式不一致，故不同工程的無(wú)功功率需要不同的無(wú)功功率管理方式。對(duì)各類型的無(wú)功功率平衡和控制分別做研究，拆分其不同的因子，統(tǒng)一規(guī)劃出計(jì)算模型具有十分重要的研究?jī)r(jià)值。

本文將在已有的無(wú)功功率控制理論研究基礎(chǔ)上，以3種不同類型的直流輸電工程為研究對(duì)象，結(jié)合分析其常規(guī)及特有的運(yùn)行工況，研究無(wú)功功率的平衡和控制方式，并整理出一套適用于各個(gè)工程和各個(gè)運(yùn)行工況的無(wú)功功率模型。

1 無(wú)功設(shè)備

1.1 換流器

換流器無(wú)論工作在整流還是逆變狀態(tài)，都從交流系統(tǒng)吸收無(wú)功功率，即換流器總是交流系統(tǒng)的無(wú)功負(fù)荷[1]。通常，正常運(yùn)行的整流器、逆變器吸收的無(wú)功功率為直流傳輸功率的50%～60%以上[2]。

換流器消耗的無(wú)功功率為

Qdc=2Udi0Idχ

(1)

式中：Qdc為換流器消耗的無(wú)功功率，Mvar；Udi0為理想空載電壓， kV；Id為直流線路電流，kA。

(2)

式中：α為整流站換流器的觸發(fā)角，(°)，計(jì)算逆變站的參數(shù)時(shí)帶入逆變站換流器熄弧角γ，(°)；μ為換流器的換相重疊角，(°)。

其中，換相重疊角如下：

(3)

式中：dx為換流器內(nèi)部感性壓降，標(biāo)幺值；Udi0N為換流器額定理想空載電壓， kV；IdN為直流線路額定電流，kA。

由式(1)～(3)可知，影響無(wú)功功率消耗的因子可分為5個(gè)，即Udi0、α/γ、Id、dx和μ。其中：

(4)

式中：n為6脈動(dòng)換流器個(gè)數(shù)；Ud為直流傳送電壓， kV；UT為換流器內(nèi)部壓降， kV；dr為換流器內(nèi)部阻性壓降，標(biāo)幺值。

將式(2)～(4)代入式(1)，得到關(guān)于隨直流電流Id和觸發(fā)角α變化的無(wú)功功率Qdc的方程，如圖1所示。

圖1 Qdc曲線

由圖1可知，增大觸發(fā)角α和直流電流Id，均使無(wú)功功率Qdc增加。同理，將式子簡(jiǎn)化為Qdc=f(Udi0)也可得出相同結(jié)論，即增大Udi0，無(wú)功功率Qdc也增加。文獻(xiàn)[7]證明了直流電流Id與換相重疊角μ隨熄弧角γ的變化規(guī)律，結(jié)論是：隨γ增大，Id增大；隨γ增大，μ減??；即隨著γ增大，Qdc增大。本文使用觸發(fā)角α，結(jié)論一致。

故在影響無(wú)功功率的5個(gè)因子中，系統(tǒng)直接可控參量有3個(gè)：觸發(fā)角α，直流電流Id，理想空載電壓Udi0。間接可控量μ。不可控因子為換流器內(nèi)部感性壓降dx，其隨著運(yùn)行工況的不同會(huì)有上下波動(dòng)。

1.2 濾波器

濾波器是為了濾除系統(tǒng)中高次諧波而安裝的設(shè)備，濾波器分為串聯(lián)濾波器和并聯(lián)濾波器，通常并聯(lián)濾波器參與投切，串聯(lián)濾波器始終投入。濾波器本身為容性設(shè)備，投入時(shí)除了濾波功能，還會(huì)給系統(tǒng)提供無(wú)功功率[1-2,9]。當(dāng)換流器無(wú)功功率消耗小于投入的濾波器等設(shè)備提供的無(wú)功功率時(shí)，就產(chǎn)生了過(guò)剩的無(wú)功功率。

直流系統(tǒng)特定的濾波要求會(huì)直接影響濾波器的投切點(diǎn)。在投入和切除濾波器時(shí)，需考慮濾波器的濾波性能。濾波性能的衡量標(biāo)準(zhǔn)為諧波畸變率，如式(5)所示[1]：

(5)

式中：Dk為第k次諧波的畸變率，%；Uk為交流母線上第k次的諧波電壓， kV；Ik為交流母線上第k次的諧波電流，kA；Zp為第k次諧波下濾波器與交流系統(tǒng)的并聯(lián)諧波阻抗，Ω；Un為基波電壓， kV。

由式(5)可知，諧波電流越大且交流電壓越低，諧波畸變率越高。為使諧波電壓畸變率不超出標(biāo)準(zhǔn)只能投入濾波器以減小并聯(lián)諧波阻抗[9]。因此，在相同的運(yùn)行方式和傳輸功率下，隨著交流系統(tǒng)電壓的降低，為滿足濾波性能要求，要求濾波器提前投入。某直流工程第k組濾波器投入點(diǎn)的功率與交流電壓的關(guān)系如表1所示。

表1 濾波器投入點(diǎn)功率與交流電壓的關(guān)系

Table 1 Relationship between filter input point power and AC voltage

此外，不同運(yùn)行工況的Ik不同，也會(huì)影響濾波器的投入點(diǎn)。當(dāng)Ik過(guò)大時(shí)，需提前投入濾波器，減小Zp，保證系統(tǒng)的諧波監(jiān)測(cè)量(諧波畸變率)在允許范圍內(nèi)。

表2為根據(jù)濾波器性能和無(wú)功功率平衡決定的投入點(diǎn)功率比較情況。由表2可知，只考慮無(wú)功功率平衡的濾波器投入點(diǎn)與考慮濾波性能的濾波器投入點(diǎn)不一致。一般來(lái)說(shuō)，小功率情況下(≤0.4 pu)，考慮濾波性能的濾波器投入點(diǎn)要較只考慮無(wú)功功率平衡的濾波器投入功率點(diǎn)提前。

表2 根據(jù)濾波器性能與無(wú)功平衡決定的投入點(diǎn)功率比較

Table 2 Input point power comparison according to filter characteristics and reactive power balance

pu

1.3 電容器

電容器是為了補(bǔ)充系統(tǒng)中的無(wú)功功率而安裝的設(shè)備，參與投切。通常電容器在系統(tǒng)配備的濾波器已全部投入，無(wú)功功率仍不平衡的情況下使用。一般在系統(tǒng)承載大負(fù)荷或過(guò)負(fù)荷時(shí)，需投入電容器平衡換流器消耗的無(wú)功功率。

濾波器、電容器的容量大小直接影響投入切除濾波器、電容器的功率點(diǎn)。判別濾波器、電容器是否投切的計(jì)算公式為

(6)

式中：fN為額定頻率，Hz；Δf為最大頻率偏移，Hz；ΔCmax為ACF電容最大偏移；Qfc為系統(tǒng)所配最大濾波器或電容器的容量，Mvar；Ulmax為最大交流電壓， kV；UlN為額定交流電壓；Qfcmax為考慮所有偏移量的最大濾波器或電容器的容量，Mvar。

取最大容量的1.0～1.6倍作為濾波器、電容器投切參考值(一般默認(rèn)取1.0)，可以得到一個(gè)比較合理的死區(qū)范圍。當(dāng)系統(tǒng)無(wú)功交換量大于上限時(shí)，切除無(wú)功補(bǔ)償設(shè)備，小于下限時(shí)投入無(wú)功補(bǔ)償設(shè)備。通常，在此范圍內(nèi)投切不會(huì)引起錯(cuò)誤。

(7)

式中Qdeadband為無(wú)功功率死區(qū)值，Mvar。部分工程會(huì)根據(jù)系統(tǒng)條件，將死區(qū)值上下限進(jìn)行調(diào)整：

(8)

式中Qref為人為設(shè)定的無(wú)功功率參考值，Mvar。

另外可設(shè)有功功率死區(qū)值，在有功功率上升或下降100 MW內(nèi)不重復(fù)投入或切除同一組濾波器(電抗器)。

Khyster=100/PdN

(9)

式中：Khyster為有功功率死區(qū)系數(shù)；PdN為額定傳輸功率， MW。

該值的設(shè)置會(huì)避免因?yàn)V波性能要求提前投入的濾波器在功率下降時(shí)迅速被切除，有利于系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。

1.4 電抗器

串聯(lián)電抗器的主要作用是抑制諧波、限制涌流和濾除諧波。并聯(lián)電抗器主要作用是降低長(zhǎng)線路空載或輕載時(shí)的線路末端升高電壓，同時(shí)起到無(wú)功功率消耗的作用[1-2,10]。

一般工程中會(huì)接入低壓電抗器，系統(tǒng)沒(méi)有地方配備低壓電抗器時(shí)才考慮配備高壓電抗器，此時(shí)電抗器對(duì)系統(tǒng)的無(wú)功功率影響需要乘以變比的平方。電抗器一般在低負(fù)荷、小功率時(shí)投入，在功率到達(dá)解鎖點(diǎn)后，可人工或由自動(dòng)控制裝置切除[10]。

若系統(tǒng)只考慮電抗器的投切給系統(tǒng)帶來(lái)的無(wú)功功率變化，忽略電抗器的其他作用，可將電抗器看作是反作用的電容器：切除一組電抗器，相當(dāng)于投入一組小容量電容器，而投入一組電抗器相當(dāng)于切除一組小容量電容器。

2 交流系統(tǒng)

交流系統(tǒng)在提供或吸收部分無(wú)功功率的同時(shí)，會(huì)引起交流系統(tǒng)電壓波動(dòng)[1]。該波動(dòng)由交流系統(tǒng)最小短路容量決定：

(10)

式中：ΔU為交流系統(tǒng)電壓波動(dòng)，%；ΔQ為與交流系統(tǒng)交換的無(wú)功功率，Mvar；SSCmin為交流系統(tǒng)最小短路容量，MVA。

由上式可得：

(11)

通過(guò)式(11)可知，交流系統(tǒng)波動(dòng)電壓已知時(shí)，可求得交流系統(tǒng)允許交換的無(wú)功功率。一般交流系統(tǒng)在投切大組濾波器時(shí)，電壓波動(dòng)取5%左右，投切小組時(shí)，取1.5%左右，不同系統(tǒng)的波動(dòng)量限值不一致[1]。

現(xiàn)有的無(wú)功控制策略[3-6,11-12]，總結(jié)如下：

(1)絕對(duì)最小濾波器控制。即解鎖運(yùn)行時(shí)投入的濾波器組數(shù)一般為2組。特殊工況下可以改為1組或3組。

(2)交流系統(tǒng)最高/最低電壓控制。即濾波器投入和切除的標(biāo)準(zhǔn)電壓限制值。

(3)交流系統(tǒng)最大無(wú)功交換控制。即每個(gè)功率點(diǎn)下的無(wú)功可允許與交流系統(tǒng)交換的值。

(4)最少濾波器控制。按給定的最優(yōu)濾波器投入數(shù)目控制濾波器的投入和切除。

(5)無(wú)功功率和電壓控制。按給定的無(wú)功功率交換范圍和電壓波動(dòng)范圍進(jìn)行控制。

其中，優(yōu)先級(jí)別從1～5排序，1為最高優(yōu)先級(jí)。由上可知，無(wú)功功率的控制量分為3種：濾波器控制量、交流電壓控制量、無(wú)功功率交換控制量。

在運(yùn)行過(guò)程中，系統(tǒng)必須同時(shí)滿足濾波器、電壓和功率3個(gè)量均在控制范圍內(nèi)，此時(shí)若以常規(guī)的控制方式，控制量較多，方程較復(fù)雜。本文提出一種轉(zhuǎn)化關(guān)系，將無(wú)功功率的控制參量簡(jiǎn)化成2種。具體簡(jiǎn)化方式如下：

通過(guò)式(11)，可將已知的交流電壓控制量ΔU轉(zhuǎn)化成交流電壓對(duì)應(yīng)的無(wú)功功率控制量QΔU。將此轉(zhuǎn)化后的無(wú)功功率控制量與交流系統(tǒng)的無(wú)功功率交換控制量Qsys進(jìn)行比較取兩個(gè)范圍的交集，作為無(wú)功功率的一種控制量和濾波器控制量結(jié)合進(jìn)行無(wú)功功率控制。交集范圍的具體取法如下：

Qmax/minref=max/min(Qsys,QΔU)

(12)

式中：Qmax/minref為最終調(diào)節(jié)無(wú)功功率平衡時(shí)，與系統(tǒng)交換無(wú)功功率最大/最小允許值，此值可作為無(wú)功功率及交流電壓的聯(lián)合控制量；Qsys為系統(tǒng)可吸收的容性無(wú)功功率最大值/最小值，Mvar；QΔU為系統(tǒng)電壓波動(dòng)范圍轉(zhuǎn)換出的無(wú)功功率交換允許最大值/最小值，Mvar。

在高壓直流系統(tǒng)中，交流系統(tǒng)的無(wú)功能力和電壓波動(dòng)上限值沒(méi)有可調(diào)性，在系統(tǒng)確定時(shí)已經(jīng)給出。故經(jīng)過(guò)上述轉(zhuǎn)化后，不會(huì)出現(xiàn)某一條件不滿足的情況。滿足交集范圍的解一定同時(shí)滿足各個(gè)條件。符合無(wú)功功率控制的目標(biāo)。

3 無(wú)功因子

3.1 工程相關(guān)控制因子

高壓直流輸電系統(tǒng)控制方式有多種，可分為定功率，定電流，定電壓三大類[13-15]。本文將針對(duì)定功率控制方式，分析已有的3種控制模式，如表3所示。

表3 無(wú)功計(jì)算表

Table 3 Reactive power computation sheet

注：帶“*”者為實(shí)時(shí)參量。

方式一：定熄弧角控制。保持逆變站的熄弧角恒定，傳輸電壓Ud為額定直流電壓，調(diào)節(jié)整流、逆變站的分接頭開關(guān)，使整流、逆變站的Udi0均維持在允許范圍內(nèi)。

此方式求得的無(wú)功功率并非實(shí)時(shí)運(yùn)行的無(wú)功功率，只是估算值。因?yàn)槎刂平乔蟪龅腢di0并不能通過(guò)階躍的分接頭檔位調(diào)整出來(lái)，在實(shí)際的運(yùn)行過(guò)程中通過(guò)向上向下取整求得最終結(jié)果，此時(shí)的角度也會(huì)有相應(yīng)的上下波動(dòng)。

方式二：定熄弧角范圍控制。保證α/γ在一定范圍內(nèi)變化，使傳輸電壓Ud在額定直流電壓附近，通過(guò)換流變的分接頭整檔位調(diào)整理想空載電壓限值，求出在限值范圍內(nèi)符合要求的所有結(jié)果。此方式可能會(huì)出現(xiàn)多個(gè)符合條件的解，需要進(jìn)行舍棄。舍棄方式一般有2種：(1)選擇分接頭最接近0檔位的結(jié)果；(2)選擇控制角最接近額定控制角的結(jié)果。

方式三：定理想空載電壓控制。維持換流變壓器閥側(cè)理想空載電壓Udi0恒定，觸發(fā)角、熄弧角保持恒定或可變(多用恒定)，得到傳輸電壓Ud。電流需列一元二次方程求解：

Pd=IdUd

(13)

式中Pd為直流傳輸功率， MW。

將式(4)和式(13)消元Ud可得：

(14)

同理，也可消除式中的Id得到關(guān)于Ud的一元二次方程，進(jìn)一步求出電流。

對(duì)于無(wú)功功率損耗：

方式二對(duì)應(yīng)的熄弧角角度為一個(gè)范圍，通常取比額定角度大1°，以基準(zhǔn)角度的±1°作為控制范圍(額定角度為17°時(shí)取17°～19°為控制范圍)。此范圍大于方式一和方式三對(duì)應(yīng)的額定熄弧角(17°)，故此種方式對(duì)應(yīng)的無(wú)功功率損耗最大。

在定功率模式下，直流電壓越低，直流電流越高，無(wú)功功率損耗也越高，由于方式三的直流電壓控制偏差大于方式一，直流電壓波動(dòng)較大，故方式三對(duì)應(yīng)的無(wú)功功率損耗大于方式一。

對(duì)于分接頭檔位數(shù)：

方式一的換流變壓器分接頭開關(guān)的檔位數(shù)較多。由于控制量觸發(fā)角、熄弧角不變，為保持無(wú)功功率平衡則需要實(shí)時(shí)根據(jù)實(shí)際運(yùn)行情況調(diào)整分接頭，即調(diào)節(jié)理想空載電壓。

方式二，換流器額定運(yùn)行時(shí)最大無(wú)功功率損耗最大，所需的換流變壓器容量也最大，分接開關(guān)檔位也最多。

方式三需要的換流變壓器分接開關(guān)檔位數(shù)最少，運(yùn)行過(guò)程中的控制量為閥理想空載電壓，也就是分接頭檔位在允許過(guò)程中不變(降壓工況除外)。

對(duì)于調(diào)節(jié)的靈活度：

換流變壓器分接頭的調(diào)整時(shí)間較控制角的調(diào)整時(shí)間要長(zhǎng)。方式三不調(diào)整分接頭，故調(diào)整的時(shí)間上會(huì)較另2種方式短，靈活度相對(duì)來(lái)說(shuō)較高。方式一未取整檔位數(shù)，而方式二在得到結(jié)果后的過(guò)程中有篩選檔位判斷，整體流程較方式一多，故在靈活度上方式一較方式二更高。

由上述可知，當(dāng)工程為輸電工程，以傳輸電能為目的，選擇方式一和方式二較好，因?yàn)榉绞揭缓头绞蕉纸宇^檔位數(shù)較多，電壓的調(diào)整范圍較大，能適應(yīng)各類工況下的電力傳輸。而作為備用或其他非輸電用工程，則選擇方式三較好，因?yàn)榇朔N控制方式的靈活性較高，能較迅速地調(diào)節(jié)出需要的參量，滿足系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行要求。

3.2 工況相關(guān)參量因子

直流工程有多種運(yùn)行方式，每種不同運(yùn)行方式下?lián)Q流器消耗的無(wú)功功率都不相同，為了更好地設(shè)計(jì)出合理模型，下面將對(duì)直流工程的常用運(yùn)行工況的無(wú)功功率影響因子進(jìn)行歸類[1-2]，主要分為：接線方式、電壓類型、功率傳輸方向、無(wú)功功率消耗類型和無(wú)功功率提供類型5個(gè)方面。

接線方式分為：雙極、單極大地和單極金屬。針對(duì)不同的接線方式，影響無(wú)功功率的主要因子為電阻和極數(shù)，如表4所示。

表4 不同接線下的電阻和極數(shù)

Table 4 Resistance and pole under different connection modes

一般來(lái)說(shuō)電阻：?jiǎn)螛O金屬>單極大地>雙極。雙極運(yùn)行產(chǎn)生的無(wú)功功率量級(jí)上大致為單極運(yùn)行的2倍。

電壓類型分為全壓、降壓(70%，80%)、不平衡、半壓、混壓模式。其中半壓、混壓工況只在雙12脈動(dòng)的特高壓直流工程中出現(xiàn)。

不同的電壓方式下，無(wú)功功率及電壓如表5所示。

表5 不同工作電壓下的功率與電壓

Table 5 Power and voltage under different operating voltage

注：“不平衡”和“混壓”工況中，“+”前表示雙極中的正極對(duì)應(yīng)功率和電壓的情況，“+”后表示負(fù)極對(duì)應(yīng)功率和電壓的情況。

功率傳輸方向分為正送和反送。功率傳輸方向不同時(shí)影響無(wú)功功率的因子為功率和電壓，如表6所示。

表6 不同功率傳輸方向時(shí)的功率與電壓

Table 6 Power and voltage under different power transmission directions

表中k表示反送傳輸?shù)墓β氏禂?shù)，一般取0.8～1.0。也有工程將功率正送至逆變站的電壓功率作為反送時(shí)的電壓功率。即：

(15)

式中Rd為直流線路電阻，Ω。

無(wú)功功率提供的類型分為最大、最小、額定。針對(duì)不同的無(wú)功功率提供類型，影響無(wú)功功率的直接影響因子為交流側(cè)的交流電壓，間接影響因子為濾波器、電抗器等無(wú)功設(shè)備的實(shí)際投入無(wú)功量。結(jié)合表1，綜合考慮采用交流母線電壓作為影響無(wú)功功率提供的直接影響因子，如表7所示。

表7 無(wú)功提供各工況下的母線電壓

Table 7 Bus voltage under various operation conditions of reactive power generating

無(wú)功功率消耗的類型分為最大、最小、額定。針對(duì)不同的無(wú)功功率消耗類型，影響無(wú)功功率的因子包括電壓、控制角、感性壓降、電阻等參數(shù)，具體影響如表8所示。

表8 無(wú)功消耗各工況下的影響因子

Table 8 Impact factors under various operation conditions of reactive power absorbing

注：k1為電壓測(cè)量偏差及一檔分接頭對(duì)應(yīng)的電壓偏差之和；k2為控制角的測(cè)量偏差及運(yùn)行中允許偏差量之和；k3為感性壓降正負(fù)偏差值。

4 計(jì)算模型

無(wú)功功率的控制目標(biāo)為式(16)～(20)：

Qac∈[Qacmin,Qacmax]

(16)

Udi0∈[Udi0min,Udi0max]

(17)

α∈[αmin,αmax]

(18)

γ∈[γmin,γmax]

(19)

Qf-Qr-Qdc+Qac=0

(20)

式中：Qacmin為交流系統(tǒng)能夠提供的最大無(wú)功功率，Mvar；Qacmax為交流系統(tǒng)允許倒送的最大無(wú)功功率，Mvar；Udi0min為換流器理想空載電壓最小值， kV；Udi0max為換流器理想空載電壓最大值， kV；αmin為換流器觸發(fā)角最小值，(°)；αmax為換流器觸發(fā)角最大值，(°)；γmin為換流器熄弧角最小值，(°)；γmax為換流器熄弧角最大值，(°)；Qf為投入的濾波器和電容器的無(wú)功總量瞬時(shí)值，Mvar；Qr為投入的電抗器的無(wú)功總量瞬時(shí)值，Mvar；Qdc為閥消耗的無(wú)功總量瞬時(shí)值，Mvar；Qac為直流系統(tǒng)與交流系統(tǒng)交換的無(wú)功量瞬時(shí)值，Mvar。

換流站的無(wú)功功率控制是直流輸電系統(tǒng)中對(duì)換流站無(wú)功功率進(jìn)行控制的策略，其方法主要是通過(guò)調(diào)整無(wú)功補(bǔ)償設(shè)備投入切除的無(wú)功容量或改變換流器的無(wú)功功率消耗，將換流站與交流側(cè)交換的無(wú)功功率(及交流電壓波動(dòng))控制在規(guī)定范圍內(nèi)?，F(xiàn)有的直流工程均有自己的直流系統(tǒng)控制方式和不同的運(yùn)行方式，所以，無(wú)功功率平衡的方法在一定程度上會(huì)不一致。

在保證式(20)成立的過(guò)程中需注意如下幾點(diǎn)：

(1)換流器消耗的無(wú)功功率Qdc需根據(jù)不同控制方式，代入正確的數(shù)值。

(2)濾波器(電容器)Qf、電抗器Qr等無(wú)功量需折合當(dāng)前交流電壓水平，即：

(21)

式中：Qx_rel為實(shí)際投運(yùn)的濾波器/電抗器對(duì)系統(tǒng)影響的容量值，Mvar；Qx為濾波器/電抗器本身的容量，Mvar；Ul為當(dāng)前工況下的交流母線電壓值， kV；UlN為額定交流電壓值， kV。

(3)是否投切無(wú)功設(shè)備的判據(jù)中不考慮式(20)中與交流系統(tǒng)交換的無(wú)功量瞬時(shí)值Qac，即用下式求得的結(jié)果決定投切無(wú)功設(shè)備與否：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc

(22)

式中：ΔQ為不平衡無(wú)功量，Mvar；Qf為考慮了濾波器性能控制量后的更新值。

判斷ΔQ=0是否成立。當(dāng)ΔQ>0時(shí)，表示此時(shí)系統(tǒng)無(wú)功功率富裕，反之當(dāng)ΔQ<0時(shí)，表示系統(tǒng)無(wú)功功率不足。

當(dāng)ΔQ≠0時(shí)，判斷此時(shí)的ΔQ是否越過(guò)式(8)，若越過(guò)上限值則切除一組濾波器或電容器，若越過(guò)下限值則投入一組濾波器或電容器(也可反向操作一組電抗器)。

(4)交流系統(tǒng)的無(wú)功功率有其自己的限值，電壓波動(dòng)也有一定限值，電壓限值和無(wú)功功率限值的單位不相同，在對(duì)比計(jì)算中需要轉(zhuǎn)換。

本文將電壓限值轉(zhuǎn)換為無(wú)功功率限值(見(jiàn)式(11))，最終取2個(gè)限值量的交集，作為最終無(wú)功功率的限值，減少了控制參量的維度，使控制邏輯較簡(jiǎn)單，思路較清晰。交流系統(tǒng)能力強(qiáng)時(shí)，不考慮使用其他的手段調(diào)整無(wú)功功率，即全部由交流系統(tǒng)去補(bǔ)充或提供這部分無(wú)功功率：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc+Qac=0

(23)

此方法的缺點(diǎn)在于會(huì)引起網(wǎng)側(cè)電壓波動(dòng)。此時(shí)校驗(yàn)一下網(wǎng)側(cè)電壓的波動(dòng)量，未超過(guò)允許值即為合理調(diào)整，若超過(guò)允許值則需要采取其他手段調(diào)整無(wú)功功率。本文由于將電壓量轉(zhuǎn)化為無(wú)功量取較苛刻的交集(見(jiàn)式(12))，故電壓量在投切濾波器及以交流系統(tǒng)進(jìn)行無(wú)功補(bǔ)償與提供時(shí)不會(huì)越過(guò)限制值。本文用無(wú)功功率的限值條件將電壓的波動(dòng)限制在了允許范圍內(nèi)，不需要再額外進(jìn)行校驗(yàn)。

當(dāng)交流系統(tǒng)不能滿足超出的無(wú)功不平衡量，即：

Qac>Qacmax,Qac

(24)

則需要由系統(tǒng)的其他部分調(diào)整[6]，使無(wú)功功率平衡。

有2種調(diào)整方法：

(1)調(diào)整分接頭，改變理想空載電壓。進(jìn)而改變換流器消耗無(wú)功功率的大小。一般的換流器的耐壓有上限值，而換流變的分接頭由于工藝的原因也有上限值，這兩個(gè)限制值會(huì)影響閥的運(yùn)行參數(shù)，進(jìn)而影響無(wú)功功率消耗。

(2)降壓增流，增大控制角，增大換流器無(wú)功消耗。當(dāng)換流器的理想空載電壓碰到控制限值時(shí)或換流變壓器的分接頭調(diào)到邊界檔位不能再調(diào)整時(shí)，需通過(guò)此種方式調(diào)整無(wú)功功率消耗的大小，維持直流線路端口電壓和其他運(yùn)行參數(shù)在正常范圍內(nèi)。

5 實(shí)例

三峽—上海超高壓直流工程，采用定熄弧角控制，用本文算法可得如圖2所示結(jié)果。

圖中曲線1為功率上升時(shí)相應(yīng)系統(tǒng)的計(jì)算量，曲線2為功率下降時(shí)相應(yīng)系統(tǒng)的計(jì)算量。此結(jié)果與實(shí)際直流輸電工程的無(wú)功功率結(jié)果一致[5,15]。圖2中，無(wú)功功率的處理體現(xiàn)在5個(gè)方面，在圖中用①～⑤分段進(jìn)行標(biāo)記：

①體現(xiàn)的是分接頭調(diào)整到最低，無(wú)法再調(diào)整時(shí)被迫利用降壓增流提升無(wú)功功率。

②體現(xiàn)的是用交流系統(tǒng)能力去平衡無(wú)功功率的方式，此時(shí)控制角和傳送電壓均保持恒定。

③體現(xiàn)的是理想空載電壓Udi0達(dá)到限值，系統(tǒng)被迫降壓運(yùn)行的方式。

④體現(xiàn)的是無(wú)功功率未達(dá)到限值，由于濾波器性能需求先投入一組濾波器的情況。

⑤體現(xiàn)的是在無(wú)功功率不平衡時(shí)，增大理想空載電壓Udi0和觸發(fā)角α，提升無(wú)功功率的情況。

圖2 500 kV單極大地工況無(wú)功功率計(jì)算結(jié)果

6 結(jié) 論

(1)分析了穩(wěn)態(tài)運(yùn)行的直流系統(tǒng)中無(wú)功設(shè)備及交直流系統(tǒng)參數(shù)對(duì)無(wú)功功率的影響。研究了現(xiàn)有3種不同的直流控制模式，分析了各種控制模式的適用范圍及特點(diǎn)。

(2)歸納出現(xiàn)有無(wú)功功率控制相關(guān)文獻(xiàn)中的5種無(wú)功功率控制方案，提煉出方案里3類無(wú)功控制量(濾波器控制量、交流無(wú)功功率控制量、交流電壓波動(dòng)控制量)。利用無(wú)功功率和電壓波動(dòng)的關(guān)系，提出將電壓波動(dòng)控制量轉(zhuǎn)化為無(wú)功功率控制量的方案，將無(wú)功功率控制的多限制條件進(jìn)行簡(jiǎn)化，避免了計(jì)算中不同限制量級(jí)的來(lái)回的轉(zhuǎn)換。使控制邏輯更為簡(jiǎn)潔，思路更加清晰。

(3)結(jié)合不同運(yùn)行工況分析了各個(gè)工況的無(wú)功因子包括功率、電壓、控制角、理想空載電壓、換流器感性壓降、電阻的影響。提出了無(wú)功功率平衡與無(wú)功功率控制的計(jì)算方法。

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(編輯：張小飛)

Reactive Power Balance and Control Methods in HVDC Transmission System

ZHU Kunlin, WEN Boying

(College of Information and Electrical Engineering, China Agriculture University, Beijing 100083, China)

The reactive power balance and control strategies in three typical HVDC transmission system (UHVDC, EHVDC, BTBHVDC) were comprehensively analyzed and researched. First of all, the electric equipment and influence factors related to reactive power in HVDC transmission system were introduced. Furthermore, the existing reactive power control strategies of HVDC projects were summarized and the concept of reactive power control factor was proposed. Moreover, based on the relationships between voltage fluctuation and reactive power in AC system, the simplified scheme was presented, in which AC voltage was converted into reactive power, and the intersection of transformed reactive power and AC system reactive power was taken as control factor. Finally, the computation results of the proposed method for reactive power were compared with the operating results of actual projects. The experimental results verify the effectiveness of the reactive power model in the proposed scheme.

HVDC transmission; reactive power equipment; reactive power balance; reactive power control

TM 744

A

1000-7229(2015)09-0035-08

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.09.006

2015-05-20

2015-07-20

朱坤琳(1991)，女，工學(xué)碩士，從事高壓直流輸電工程穩(wěn)態(tài)運(yùn)行的潮流分析及無(wú)功補(bǔ)償與無(wú)功控制方面的研究工作 ；

溫渤嬰(1958)，男，教授，博士生導(dǎo)師，從事大規(guī)模交直流電力系統(tǒng)分析和企業(yè)電網(wǎng)的降損節(jié)能方面的研究工作。