HVDC逆變器動態(tài)無功需求峰值的快速近似計算*

夏成軍 藍海文 杜兆斌 周保榮 洪潮

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院， 廣東 廣州 510640； 2.南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司， 廣東 廣州 510663)

HVDC逆變器動態(tài)無功需求峰值的快速近似計算*

夏成軍1藍海文1杜兆斌1周保榮2洪潮2

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院， 廣東 廣州 510640； 2.南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司， 廣東 廣州 510663)

安裝動態(tài)無功補償裝置有利于提高受端系統(tǒng)的電壓穩(wěn)定性.文中提出了一種大擾動后逆變器動態(tài)無功需求峰值快速近似計算方法，用于確定動態(tài)無功補償裝置容量.通過對直流控制系統(tǒng)的深入分析，確定故障恢復(fù)過程中的直流控制方式并保留起主要作用的直流控制環(huán)節(jié)；明確決定逆變器動態(tài)無功需求曲線的要素并分析其受故障程度的影響，闡明不同程度擾動下逆變器動態(tài)無功需求峰值相對固定的機理；忽略擾動程度的影響，對系統(tǒng)參數(shù)作適當(dāng)處理，用一條峰值最大的動態(tài)無功需求曲線近似估算不同程度擾動后的動態(tài)無功需求曲線；對上述簡化直流系統(tǒng)列寫微分方程，求解出動態(tài)無功需求峰值；利用該估算值確定受端系統(tǒng)應(yīng)該加裝的動態(tài)無功補償裝置容量.楚穗直流PSCAD/EMTDC模型的仿真結(jié)果驗證了逆變器動態(tài)無功需求峰值估算值的準確性和文中動態(tài)無功補償裝置容量設(shè)計方法的可行性.

逆變器；高壓直流輸電；動態(tài)無功；高壓直流控制；近似計算

高壓直流輸電系統(tǒng)正常運行時換流器需要消耗的無功功率約為直流傳輸功率的40%～60%[1]，可以由換流站內(nèi)的靜態(tài)無功補償裝置補足.受端系統(tǒng)大擾動后換流器動態(tài)無功消耗快速大幅上升，無功需求峰值達到直流傳輸功率的70%～80%[2]，由于換流器分接頭和并聯(lián)濾波器組尚未響應(yīng)，逆變站從交流系統(tǒng)吸收大量無功，可達直流傳輸功率的20%.對于有多回直流集中饋入受端系統(tǒng)的南方電網(wǎng)，交流系統(tǒng)對直流的支撐相對不足，同時，換流站間的強電氣耦合使受端電網(wǎng)故障期間多回直流換流母線電壓下降[3-7]，帶來恢復(fù)期間的大量動態(tài)無功需求，電壓穩(wěn)定問題將相當(dāng)嚴峻.配置動態(tài)無功補償裝置可以實時補償換流器的動態(tài)無功需求，提高大擾動后受端系統(tǒng)的電壓穩(wěn)定性[8-10]，但如何確定裝置容量是動態(tài)無功補償設(shè)計面臨的一個難題.

文獻[10]中指出，靜止無功補償器(SVC)的最佳安裝容量是逆變器動態(tài)無功需求峰值與穩(wěn)態(tài)無功需求的差值，因此，深入研究大擾動后逆變器的動態(tài)無功需求峰值，是確定無功補償裝置容量的關(guān)鍵.目前對大擾動后直流系統(tǒng)動態(tài)無功特性的研究工作主要是采用時域仿真工具對仿真結(jié)果進行規(guī)律總結(jié).文獻[10]中對CIGRE標準模型進行多次仿真，擬合出逆變器無功需求峰值與擾動大小的關(guān)系曲線.文獻[11-12]中通過仿真驗證探討了控制方式和各控制環(huán)節(jié)參數(shù)對逆變站動態(tài)無功特性的影響,文獻[13]中采用類似的方法對整流站動態(tài)無功特性進行了分析.文獻[14]中對楚穗直流的仿真研究表明，大擾動后逆變器的無功特性曲線幾乎不受換流母線故障嚴重程度的影響.動態(tài)無功補償裝置容量應(yīng)能滿足不同程度擾動后逆變器的動態(tài)無功需求，采用上述文獻的時域仿真方法雖然能準確地得到不同程度擾動后的逆變器最大動態(tài)無功需求峰值，但是必須搭建詳細仿真模型并進行不同程度擾動下的多次仿真計算，工作量大且仿真耗時長.

文中分析了故障恢復(fù)過程中起主要作用的直流控制環(huán)節(jié)，闡明不同程度擾動下逆變器動態(tài)無功需求峰值相對固定的原因，提出了大擾動后逆變器動態(tài)無功需求峰值快速近似計算方法，用于解決受端電網(wǎng)動態(tài)無功補償裝置容量的確定問題.最后用楚穗直流PSCAD/EMTDC模型驗證文中逆變器動態(tài)無功需求峰值估算值的準確性和動態(tài)無功補償裝置容量設(shè)計方法的可行性.

1 受端電網(wǎng)大擾動后逆變器動態(tài)無功需求峰值的估算

文獻[10]中的研究表明，受端大擾動下恢復(fù)期間的動態(tài)無功需求峰值比小擾動大，更不利于系統(tǒng)電壓穩(wěn)定，因此文中重點研究大擾動下逆變器的動態(tài)無功特性.文中的大擾動是指受端電網(wǎng)發(fā)生嚴重的對稱三相短路故障，其嚴重程度足以使整流站在故障期間因逆變側(cè)換流母線電壓過低而采用最小電流控制.

1.1 大擾動后恢復(fù)過程中的直流控制系統(tǒng)模型

1.1.1 故障恢復(fù)期間控制方式的確定

換流器采用的控制方式通常是多種基本控制方式的組合[15]，控制方式切換邏輯如圖1所示，直流電流、整流側(cè)直流電壓、逆變側(cè)直流電壓和熄弧角實測值分別為Id,mes、Udr,mes、Udi,mes和γmes，整定值為Id,ref、Udr,ref、Udi,ref和γref，偏差為Id,err、Udr,err、Udi,err和γerr.αr為整流側(cè)觸發(fā)角，αi為逆變側(cè)觸發(fā)角.這種控制方式選擇邏輯增大了建立數(shù)學(xué)模型的難度，可以根據(jù)恢復(fù)過程中運行電氣量的特點明確換流器的控制方式.

圖1 楚穗直流換流站控制方式的切換邏輯

以楚穗直流為例，故障清除后初期，實測直流電壓和電流很小，由于整流側(cè)的電壓整定值恒為1.3(p.u.)，而電流整定值在低壓限流控制特性(VDCL)的作用下從最小直流電流IL升高到1(p.u.)，直流電壓偏差比電流偏差大，整流側(cè)采用定電流(VDCL)控制.逆變側(cè)采用定直流電壓控制的條件為

(1)

式中，Rci為逆變側(cè)的等值換相電阻，n為換流站6脈動換流器的個數(shù)，Ei為受端換流母線電壓，γref為17°,Udi,ref為800 kV，求解得到Udi,mes應(yīng)大于703.196 kV(0.88(p.u.)).在故障恢復(fù)期間，直流電壓未達到該值，直流電壓偏差比熄弧角小，逆變側(cè)采用定熄弧角控制.由于不同直流工程采用相似的參數(shù)，因此其他直流也采用相同的控制方式.

1.1.2 直流系統(tǒng)模型

控制方式明確后，直流系統(tǒng)控制框圖如圖2所示.直流系統(tǒng)由主要包含直流電流整定環(huán)節(jié)、PI環(huán)節(jié)的二次系統(tǒng)[16]、一次系統(tǒng)及完成一次系統(tǒng)和二次系統(tǒng)信號傳遞的測量環(huán)節(jié)和換流器組成.為了減少方程階數(shù)，忽略一階測量環(huán)節(jié).

圖2 恢復(fù)過程中直流系統(tǒng)的控制原理圖

交流系統(tǒng)發(fā)生三相故障后，一次系統(tǒng)可以用準穩(wěn)態(tài)模型表示[17]：

(2)

式中，αr(t)和αi(t)分別是送受端觸發(fā)角，其余弦值為一次系統(tǒng)的輸入，直流電流Id(t)和熄弧角γ(t)為一次系統(tǒng)的輸出.一次系統(tǒng)的參數(shù)包括了換流站6脈動換流器的個數(shù)n、直流線路電阻RL、送受端等值換相電阻Rcr和Rci、受端換相電抗Xci以及隨時間變化的母線電壓Er(t)和Ei(t).

1.2 大擾動后逆變器動態(tài)無功需求峰值的特點

如圖2所示，對于一條參數(shù)確定的直流系統(tǒng)，故障恢復(fù)過程中的動態(tài)無功曲線由系統(tǒng)輸入(Id,ref、γref)、系統(tǒng)邊值條件(故障消除瞬間和故障消除系統(tǒng)穩(wěn)定后整流站和逆變站的觸發(fā)角)和系統(tǒng)中的時變參數(shù)(Er(t)和Ei(t))唯一確定.受端系統(tǒng)發(fā)生不同嚴重程度的擾動后，若上述參數(shù)都很接近，則大擾動恢復(fù)期間的無功峰值將相對固定.

(1)系統(tǒng)中的時變參數(shù)

換流母線電壓Er(t)和Ei(t)是系統(tǒng)隨時間變化的參數(shù).故障清除瞬間，直流傳輸功率開始爬升，換流器消耗無功小，濾波器組提供的無功過剩，即使換流母線故障程度不同，交流電壓都能迅速恢復(fù)到額定值，故障程度對母線電壓影響不大.隨著換流器消耗無功增大到峰值后減小，母線電壓先下降到谷值繼而恢復(fù)到額定值，因此故障清除后，若系統(tǒng)電壓穩(wěn)定，交流電壓在額定電壓附近波動.忽略恢復(fù)期間交流電壓波動，取Er(t)和Ei(t)為額定運行值，無功峰值估算結(jié)果與實際值相差不遠.逆變側(cè)交流系統(tǒng)越弱，無功需求峰值帶來的壓降越大，由于忽略了動態(tài)無功需求峰值會帶來換流母線壓降，取Er(t)和Ei(t)為額定運行值估算得到的無功需求峰值大于不同短路比下的無功需求峰值.

(2)系統(tǒng)邊值條件

逆變側(cè)換流母線發(fā)生不同程度的故障期間，由于逆變器發(fā)生換相失敗，觸發(fā)超前角β增大到其上限值βmax，因此在故障消除時刻逆變側(cè)采用定β控制，整流側(cè)定最小電流控制，故障清除時刻t0換流站的觸發(fā)角滿足如下公式：

(3)

穩(wěn)態(tài)時觸發(fā)角滿足如下公式：

(4)

(3)系統(tǒng)輸入

系統(tǒng)輸入Id,ref是系統(tǒng)內(nèi)部變量直流電壓的非線性函數(shù)，如圖3所示，其中Id,VDCL為VDCL輸出的電流整定值，Id,HMI為后臺電流指令.擾動程度越小，恢復(fù)期間直流電壓更快達到VH，Id,ref更快上升到額定值.若不考慮直流電壓的上升時間，等效為VH=0、VL=0，故障清除后，Id,VDCL從最小電流IL躍變?yōu)轭~定值，計及控制系統(tǒng)中的慣性環(huán)節(jié)，不同故障程度下的電流整定值與擾動程度無關(guān)，即

Id,ref=Id,base[1-(1-IL)e-(t-t0)/T]

(5)

式中，T為慣性環(huán)節(jié)時間常數(shù).因此，直流電壓上升速率越快，Id,ref受故障程度的影響越小.由于故障恢復(fù)期間交流電壓因濾波器組注入系統(tǒng)的過剩無功上升較快，相應(yīng)的直流電壓上升速率也快，因此Id,ref受故障程度的影響較小，同時，用式(5)中的Id,ref求出的動態(tài)無功需求峰值與實際值相差不遠.由于該Id,ref是電流整定值最大可能取值，用其求出的無功估算值大于不同故障程度下的無功需求峰值.

圖3 直流電流整定環(huán)節(jié)

綜上所述，換流母線發(fā)生不同嚴重程度故障后的恢復(fù)過程中，由于換流母線電壓恢復(fù)較快，系統(tǒng)輸入、系統(tǒng)邊值條件和系統(tǒng)中的時變參數(shù)受故障嚴重程度的影響不大，動態(tài)無功需求峰值差異較小.同時，由于故障清除后實際交流電壓在額定電壓附近波動且直流電壓上升速率快，用額定值代替交流電壓和忽略直流電壓上升時間，可以求出一條與不同程度擾動后動態(tài)無功特性近似的曲線，該曲線峰值理論上大于不同程度擾動后的動態(tài)無功需求峰值，也大于不同短路比下的無功需求峰值，保證估算的動態(tài)無功補償裝置容量能充分滿足各種故障程度和運行方式下逆變站無功需求.

1.3 動態(tài)無功需求峰值的估算方法

(7)

聯(lián)立式(5)-(7)，選取圖4中的x1和x2作為狀態(tài)變量，可以得到一個二階微分方程組.為了簡易地求解，近似認為式(6)中的cosαi(t)和式(7)中的Id(t)等于直流系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時的值cosαi,s和Id,s，將原本的二階狀態(tài)方程變成兩個一階狀態(tài)方程：

(8)

圖4 PI環(huán)節(jié)

根據(jù)微分方程組(8)和邊值條件(3)、(4)可以求解出無功特性曲線.

整流側(cè)觸發(fā)角余弦值為

(9)

逆變站觸發(fā)角余弦值為

(k5Id,sId,base-cosγref)

(10)

將式(9)和(10)代入式(11),可以得到大擾動后逆變器的動態(tài)無功需求曲線Qdi，求出峰值Qmax.

Qdi=1.35nEi(k2cosαr+k3k5Id,sId,base-k3cosγref)·

(11)

2 動態(tài)無功補償裝置容量設(shè)計

(1)動態(tài)無功補償裝置容量下限

短期大干擾電壓穩(wěn)定通常是由具有快速調(diào)節(jié)特性的負荷成分諸如感應(yīng)電動機引起的[18]，文獻[19]中給出的電壓穩(wěn)定判據(jù)表明，故障清除后，若感應(yīng)電動機機端電壓的極小值Umin小于感應(yīng)電動機的小擾動穩(wěn)定臨界電壓Usmin，電網(wǎng)可能發(fā)生暫態(tài)電壓失穩(wěn).因此受端系統(tǒng)故障恢復(fù)期間，換流母線應(yīng)保持較高電壓.工程中認為，故障切除后，若母線電壓低于0.75(p.u.)的時間持續(xù)超過1 s，則系統(tǒng)暫態(tài)電壓失穩(wěn)[20]，據(jù)此，可以將恢復(fù)過程中換流母線最低電壓不小于0.75(p.u.)作為動態(tài)無功補償裝置容量下限的設(shè)計條件.受端(包括濾波器組)的戴維寧等效電路如圖5所示.

圖5 受端交流系統(tǒng)戴維寧等效電路

圖5中，Eeq∠0°和Zeq∠θeq分別為受端系統(tǒng)等值電源和等值阻抗，Umin∠δ為換流母線電壓，Ps為注入受端系統(tǒng)的有功.

(12)

根據(jù)式(12)可以求出Umin=0.75(p.u.)時交流系統(tǒng)提供的無功Qs,0.75.當(dāng)Qs,0.75小于第1節(jié)中求出的逆變器動態(tài)無功需求峰值Qmax時，換流母線最低電壓將小于0.75(p.u.)，為了使換流母線最低電壓達到0.75(p.u.)，這部分無功差額需由動態(tài)無功補償裝置補償，即動態(tài)無功補償裝置容量下限Qdynmin為

Qdynmin=Qmax-Qs,0.75

(13)

(2)動態(tài)無功補償裝置容量上限

假設(shè)逆變器的動態(tài)無功需求被完全補償，交流電壓將達到額定值，濾波器輸出的無功和穩(wěn)態(tài)時相同，動態(tài)無功補償裝置的最佳安裝容量Qdynmax應(yīng)選取逆變器動態(tài)無功需求峰值Qmax與穩(wěn)態(tài)值Qds之差：

Qdynmax=Qmax-Qds

(14)

由于逆變器的動態(tài)無功被完全補償，當(dāng)動態(tài)無功補償裝置容量大于該值時，電壓不會有很大改善，同時造價也會提高.

3 仿真驗證

3.1 楚穗直流逆變器動態(tài)無功需求峰值

以楚穗直流為例，通過與楚穗直流PSCAD/EMTDC模型的仿真結(jié)果進行對比，驗證文中逆變器動態(tài)無功需求峰值估算方法的有效性.

Fig.6 Simulation results of Chu-sui PSCAD/EMTDC model with different parameters

用文中方法估算得到的動態(tài)無功需求峰值為

Qmax=0.778 (p.u.),SB=5 000 MW.

改變仿真模型中的故障接地阻抗、VDCL參數(shù)和受端SCR，在受端換流母線設(shè)置100 ms三相短路故障，0 s故障清除，逆變器動態(tài)無功需求Qdi和逆變站從交流系統(tǒng)吸收的無功Qaci仿真曲線如圖6所示，Vmin為故障期間換流母線最低電壓.

限于文章篇幅，文中只列出不同VH(SCR=3.0，VL=0.3)和VL(SCR=3.0，VH=0.45)下，受端換流母線發(fā)生不同嚴重程度的100 ms三相短路故障后的仿真結(jié)果，如表1、2所示(Qdmax為故障恢復(fù)期間逆變器動態(tài)無功需求峰值，ΔQd=Qmax-Qdmax).

表1 不同VH下PSCAD/EMTDC模型仿真結(jié)果與估算值

Table 1 Simulation results of Chu-Sui PSCAD/EMTDC model and estimation value with differentVH

VHVmin(p.u.)Qdmax(p.u.)ΔQd(p.u.)0.0000.7620.0160.70.3990.7660.0120.7020.781-0.0030.0000.7500.0280.80.3990.7550.0230.7020.7670.0110.0000.7170.0610.90.3990.7380.0400.7020.7520.026

表2 不同VL下 PSCAD/EMTDC模型仿真結(jié)果與估算值

Table 2 Simulation results of Chu-Sui PSCAD/EMTDC model and estimation value with differentVL

VLVmin(p.u.)Qdmax(p.u.)ΔQd(p.u.)0.0000.7550.0230.10.3990.783-0.0050.7020.782-0.0040.0000.7520.0260.20.3990.780-0.0020.7020.781-0.0030.0000.7450.0330.40.3990.7750.0030.7020.7720.006

根據(jù)圖6的Qdi曲線和表中數(shù)據(jù)可以得到以下結(jié)論：①不同程度擾動后的Qdmax差異較小，這是因為故障清除后換流母線電壓恢復(fù)迅速，決定動態(tài)無功曲線的系統(tǒng)輸入、系統(tǒng)邊值條件和系統(tǒng)中的時變參數(shù)在不同擾動程度下都很接近；②隨著VH和VL減小，相同程度擾動下Qdmax增大.文中仿真得到的Qdmax受VH和VL影響較小，這是因為文中選用短路比SCR=3.0的較弱系統(tǒng)，故障清除瞬間，交流電壓因濾波器組注入系統(tǒng)的過剩無功上升速度較強系統(tǒng)更快，Id,ref對VH和VL的變化更不敏感；③對比圖6(g)和圖6(i)，Qdmax隨SCR的變化趨勢與VH和VL的取值相關(guān).SCR越大，一方面，動態(tài)無功需求峰值帶來的換流母線壓降越小，使Qdmax越大；但另一方面，故障清除瞬間交流電壓上升速率越慢，低壓限流控制VDCL作用更顯著，Id,ref越小，使Qdmax越小.隨著VH和VL增大，當(dāng)Id,ref減小程度超過換流母線壓降減小程度時，Qdmax將從隨SCR的增大而增大變成隨SCR的增大而減小.取VH=0.0和VL=0.0時，Id,ref不隨SCR改變，Qdmax隨SCR增大而增大.

根據(jù)上述結(jié)論，為忽略故障程度對逆變器動態(tài)無功特性的影響，故障清除后令VH=0.0，VL=0.0，SCR=∞，估算得到的無功需求峰值Qmax是最大的，圖6和表1、2中的仿真結(jié)果也表明Qmax基本大于不同故障程度下仿真得到的動態(tài)無功需求峰值，可用于估算弱系統(tǒng)下動態(tài)無功補償裝置容量，補償動態(tài)無功缺額.

圖6中Qaci曲線受VH和VL的影響與Qdi基本一致，但受SCR的影響略有差異.Qaci曲線峰值隨SCR減小而增大，這是因為SCR越小，對應(yīng)無功需求峰值時的換流母線電壓越低，濾波器提供的無功越小，交流系統(tǒng)需要提供更多無功.

3.2 楚穗直流受端動態(tài)無功補償裝置容量設(shè)計

根據(jù)式(12)-(14)可以得到楚穗直流受端系統(tǒng)SCR為2.5時需要的動態(tài)無功補償裝置容量上、下限為

在楚穗直流PSCAD/EMTDC仿真模型受端換流母線上加裝不同容量的STATCOM，并在受端換流母線上設(shè)置100 ms的三相接地故障，0 s故障清除，故障恢復(fù)期間的換流母線電壓Ei如圖7所示.

圖7表明，隨著STATCOM容量的增加，換流母線最低電壓升高.當(dāng)STATCOM提供的無功大于Qdynmin時，交流最低電壓能達到0.75(p.u.)，避免電壓暫態(tài)失穩(wěn)；當(dāng)STATCOM提供的無功大于Qdynmax時，最低換流母線電壓不再隨STATCOM提供無功的增大而增大.驗證了文中所提出的動態(tài)無功補償容量計算方法是合理的.仿真結(jié)果表明，文中方法對高肇直流和興安直流也同樣適用，因此該方法具有普適性，限于文章篇幅，此處略去仿真波形.

圖7 不同STATCOM容量下的換流母線電壓恢復(fù)曲線

Fig.7 Voltage of commutation bus with different capacity of STATCOM during recovery

對比圖6(h)中對應(yīng)工況下的Qaci曲線，Qdynmax遠小于動態(tài)無功補償裝置未投入時換流站從交流系統(tǒng)吸收的無功峰值Qacimax(2 000 Mvar).這是因為動態(tài)無功補償裝置投入后的故障恢復(fù)過程中，與未投入時相比，交流電壓更高，濾波器能提供的無功更多，動態(tài)無功缺額更少，因此動態(tài)無功補償設(shè)備容量不需達到Qacimax.

4 結(jié)論

(1)受端換流母線受到不同程度的大擾動后，由于故障清除后換流母線電壓迅速恢復(fù)，決定逆變器動態(tài)無功特性曲線的系統(tǒng)輸入、系統(tǒng)邊值條件和系統(tǒng)中的時變參數(shù)受故障嚴重程度的影響不大，恢復(fù)過程中逆變器動態(tài)無功需求峰值差異較??；

(2)由于動態(tài)無功補償裝置的電壓支撐作用增大了故障恢復(fù)期間濾波器的無功輸出，動態(tài)無功補償設(shè)備的最佳補償容量不需達到動態(tài)無功補償裝置未投入時換流站從交流系統(tǒng)吸收的無功峰值；

(3)文中提出了不同程度擾動后逆變器最大動態(tài)無功需求峰值快速近似計算方法，該曲線峰值能大于不同短路比下的無功需求峰值，解決了弱系統(tǒng)下受端電網(wǎng)動態(tài)無功補償裝置容量確定問題.與時域仿真方法相比，該方法不需要搭建詳細直流仿真模型和進行多次不同程度擾動下的仿真計算，簡便實用.

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Fast Proximate Calculation of Dynamic Reactive Power Peak Demand in Inverter of HVDC

XIACheng-jun1LANHai-wen1DUZhao-bin1ZHOUBao-rong2HONGChao2

(1.School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong, China;2. Electric Power Research Institute，CSG,Guangzhou 510663,Guangdong, China)

Dynamic reactive power compensation devices are effective in improving the voltage stability of the receiving end. In this paper, a fast proximate calculation method of dynamic reactive power peak demand in inverter after large disturbances is proposed to determine the capacity of dynamic reactive power compensation devices. In the investigation, first, the direct-current control mode is determined and the control links that play a major role in HVDC (High-Voltage Direct Current Transmission) during the failure recovery are retained after a detailed analysis of HVDC control system. Next, the elements that determine the dynamic reactive power characteristics of the inverter are defined and the impact of disturbance severity on the elements is analyzed, which helps to clarify the mechanism by which the peak value of dynamic reactive power consumption of the inverter is relatively fixed. Then, some system parameters are properly processed without considering the impact of disturbance severity to estimate the dynamic reactive power characteristics after different AC voltage drops with a unique peak curve. Moreover, the differential equitation describing the simplified HVDC system is presented and the dynamic reactive power peak demand is obtained. Finally, the estimated demand value is used to determine the capacity of the dynamic reactive power compensation device installed in the receiving power network. Simulated results on Chu-Sui HVDC PSCAD/EMTDC model show that the estimated dynamic reactive power peak is correct, and that the proposed design method of dynamic reactive poser compensation devices is feasible.

inverter; high-voltage direct current transmission; dynamic reactive power; HVDC control; proximate calculation

2016-03-18

國家自然科學(xué)基金資助項目(51577071)；廣東省自然科學(xué)基金資助項目(2015A030313202) Foundation items: Supported by the National Natural Science Foundation of China(51577071) and the Natural Science Foundation of Guangdong Province(2015A030313202)

夏成軍(1974-)，男，博士，副教授，主要從事電力系統(tǒng)穩(wěn)定分析與控制、HVDC和FACTS研究.E-mail：cjxia@scut.edu.cn

1000-565X(2017)04-0008-07

TM 721

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.04.002