高压直流输电系统的无功功率平衡和控制方法

朱坤琳，温渤婴

(中国农业大学信息与电气工程学院，北京市 100083)



高压直流输电系统的无功功率平衡和控制方法

朱坤琳，温渤婴

(中国农业大学信息与电气工程学院，北京市 100083)

基于超高压、特高压和背靠背3种典型高压直流工程，对高压直流输电的无功功率平衡与控制方法进行了综合分析与研究。首先介绍了高压直流输电系统中与无功功率相关的电气设备及影响无功功率的主要因素。其次，整理归纳了现有工程中的无功功率控制策略，并提出了无功功率控制因子的概念。结合交流系统中电压波动和无功功率的关系，提出了将交流电压转化为无功功率，取转换后的无功功率和交流系统的无功功率的交集作为控制因子的相关简化方案。最后，对比了无功功率模型的计算结果与实际工程相关工况的运行结果。实验结果验证了采用所提方案设计的无功功率模型的有效性。

高压直流输电；无功设备；无功功率平衡；无功功率控制

0 引 言

高压直流输电系统的换流器，无论运行在整流还是逆变状态都将消耗大量的无功功率[1]，增加网损，改变母线电压，直接影响电网的经济安全运行，因此必须在站内或交流母线上安装相应的无功功率补偿装置，使其平衡[2]。

目前国内外已有大量文献研究了无功功率控制问题，文献[3]描述了无功设备的投切原则和无功功率平衡与控制需要考虑的因素，包括限制条件和运行方式，以及原始输入数据等。但未考虑电压波动对无功设备带来的影响。文献[4-5]分别针对实际直流工程的无功功率控制方案，提出了具体的无功功率设备配置与无功功率控制策略，但未对滤波器的特殊性进行进一步分析。文献[6]研究了特高压直流无功功率控制策略，提出了有利于现场运行的有效建议。文献[7]对直流系统低功率运行时的无功功率平衡和控制策略进行分析，提出了通过提高最小关断角吸收多余无功功率，有效地解决了直流系统低功率运行时交流电网电压升高问题。但已有文献多针对各个不同工程和不同工况进行无功功率分析研究，而鲜有全面地将无功功率控制方法和具体工程工况结合分析的报道。

我国现有“三常”，“三沪”、“向上”、“贵广”、“云广”、“中俄”、“灵宝”等实际投运的超高压、特高压、背靠背直流输电工程[1,8]。不同的直流输电工程因接线类型、交流系统电压等级、阀组电压等级不一致具有不同的运行工况和控制模式，其无功功率的补偿方式也略有不同。因工程中的设备来自不同厂家，参数和耐受性不一致也会造成系统控制、运行方式不一致，故不同工程的无功功率需要不同的无功功率管理方式。对各类型的无功功率平衡和控制分别做研究，拆分其不同的因子，统一规划出计算模型具有十分重要的研究价值。

本文将在已有的无功功率控制理论研究基础上，以3种不同类型的直流输电工程为研究对象，结合分析其常规及特有的运行工况，研究无功功率的平衡和控制方式，并整理出一套适用于各个工程和各个运行工况的无功功率模型。

1 无功设备

1.1 换流器

换流器无论工作在整流还是逆变状态，都从交流系统吸收无功功率，即换流器总是交流系统的无功负荷[1]。通常，正常运行的整流器、逆变器吸收的无功功率为直流传输功率的50%～60%以上[2]。

换流器消耗的无功功率为

Qdc=2Udi0Idχ

(1)

式中：Qdc为换流器消耗的无功功率，Mvar；Udi0为理想空载电压， kV；Id为直流线路电流，kA。

(2)

式中：α为整流站换流器的触发角，(°)，计算逆变站的参数时带入逆变站换流器熄弧角γ，(°)；μ为换流器的换相重叠角，(°)。

其中，换相重叠角如下：

(3)

式中：dx为换流器内部感性压降，标幺值；Udi0N为换流器额定理想空载电压， kV；IdN为直流线路额定电流，kA。

由式(1)～(3)可知，影响无功功率消耗的因子可分为5个，即Udi0、α/γ、Id、dx和μ。其中：

(4)

式中：n为6脉动换流器个数；Ud为直流传送电压， kV；UT为换流器内部压降， kV；dr为换流器内部阻性压降，标幺值。

将式(2)～(4)代入式(1)，得到关于随直流电流Id和触发角α变化的无功功率Qdc的方程，如图1所示。

图1 Qdc曲线

由图1可知，增大触发角α和直流电流Id，均使无功功率Qdc增加。同理，将式子简化为Qdc=f(Udi0)也可得出相同结论，即增大Udi0，无功功率Qdc也增加。文献[7]证明了直流电流Id与换相重叠角μ随熄弧角γ的变化规律，结论是：随γ增大，Id增大；随γ增大，μ减小；即随着γ增大，Qdc增大。本文使用触发角α，结论一致。

故在影响无功功率的5个因子中，系统直接可控参量有3个：触发角α，直流电流Id，理想空载电压Udi0。间接可控量μ。不可控因子为换流器内部感性压降dx，其随着运行工况的不同会有上下波动。

1.2 滤波器

滤波器是为了滤除系统中高次谐波而安装的设备，滤波器分为串联滤波器和并联滤波器，通常并联滤波器参与投切，串联滤波器始终投入。滤波器本身为容性设备，投入时除了滤波功能，还会给系统提供无功功率[1-2,9]。当换流器无功功率消耗小于投入的滤波器等设备提供的无功功率时，就产生了过剩的无功功率。

直流系统特定的滤波要求会直接影响滤波器的投切点。在投入和切除滤波器时，需考虑滤波器的滤波性能。滤波性能的衡量标准为谐波畸变率，如式(5)所示[1]：

(5)

式中：Dk为第k次谐波的畸变率，%；Uk为交流母线上第k次的谐波电压， kV；Ik为交流母线上第k次的谐波电流，kA；Zp为第k次谐波下滤波器与交流系统的并联谐波阻抗，Ω；Un为基波电压， kV。

由式(5)可知，谐波电流越大且交流电压越低，谐波畸变率越高。为使谐波电压畸变率不超出标准只能投入滤波器以减小并联谐波阻抗[9]。因此，在相同的运行方式和传输功率下，随着交流系统电压的降低，为满足滤波性能要求，要求滤波器提前投入。某直流工程第k组滤波器投入点的功率与交流电压的关系如表1所示。

表1 滤波器投入点功率与交流电压的关系

Table 1 Relationship between filter input point power and AC voltage

此外，不同运行工况的Ik不同，也会影响滤波器的投入点。当Ik过大时，需提前投入滤波器，减小Zp，保证系统的谐波监测量(谐波畸变率)在允许范围内。

表2为根据滤波器性能和无功功率平衡决定的投入点功率比较情况。由表2可知，只考虑无功功率平衡的滤波器投入点与考虑滤波性能的滤波器投入点不一致。一般来说，小功率情况下(≤0.4 pu)，考虑滤波性能的滤波器投入点要较只考虑无功功率平衡的滤波器投入功率点提前。

表2 根据滤波器性能与无功平衡决定的投入点功率比较

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

pu

1.3 电容器

电容器是为了补充系统中的无功功率而安装的设备，参与投切。通常电容器在系统配备的滤波器已全部投入，无功功率仍不平衡的情况下使用。一般在系统承载大负荷或过负荷时，需投入电容器平衡换流器消耗的无功功率。

滤波器、电容器的容量大小直接影响投入切除滤波器、电容器的功率点。判别滤波器、电容器是否投切的计算公式为

(6)

式中：fN为额定频率，Hz；Δf为最大频率偏移，Hz；ΔCmax为ACF电容最大偏移；Qfc为系统所配最大滤波器或电容器的容量，Mvar；Ulmax为最大交流电压， kV；UlN为额定交流电压；Qfcmax为考虑所有偏移量的最大滤波器或电容器的容量，Mvar。

取最大容量的1.0～1.6倍作为滤波器、电容器投切参考值(一般默认取1.0)，可以得到一个比较合理的死区范围。当系统无功交换量大于上限时，切除无功补偿设备，小于下限时投入无功补偿设备。通常，在此范围内投切不会引起错误。

(7)

式中Qdeadband为无功功率死区值，Mvar。部分工程会根据系统条件，将死区值上下限进行调整：

(8)

式中Qref为人为设定的无功功率参考值，Mvar。

另外可设有功功率死区值，在有功功率上升或下降100 MW内不重复投入或切除同一组滤波器(电抗器)。

Khyster=100/PdN

(9)

式中：Khyster为有功功率死区系数；PdN为额定传输功率， MW。

该值的设置会避免因滤波性能要求提前投入的滤波器在功率下降时迅速被切除，有利于系统的稳定运行。

1.4 电抗器

串联电抗器的主要作用是抑制谐波、限制涌流和滤除谐波。并联电抗器主要作用是降低长线路空载或轻载时的线路末端升高电压，同时起到无功功率消耗的作用[1-2,10]。

一般工程中会接入低压电抗器，系统没有地方配备低压电抗器时才考虑配备高压电抗器，此时电抗器对系统的无功功率影响需要乘以变比的平方。电抗器一般在低负荷、小功率时投入，在功率到达解锁点后，可人工或由自动控制装置切除[10]。

若系统只考虑电抗器的投切给系统带来的无功功率变化，忽略电抗器的其他作用，可将电抗器看作是反作用的电容器：切除一组电抗器，相当于投入一组小容量电容器，而投入一组电抗器相当于切除一组小容量电容器。

2 交流系统

交流系统在提供或吸收部分无功功率的同时，会引起交流系统电压波动[1]。该波动由交流系统最小短路容量决定：

(10)

式中：ΔU为交流系统电压波动，%；ΔQ为与交流系统交换的无功功率，Mvar；SSCmin为交流系统最小短路容量，MVA。

由上式可得：

(11)

通过式(11)可知，交流系统波动电压已知时，可求得交流系统允许交换的无功功率。一般交流系统在投切大组滤波器时，电压波动取5%左右，投切小组时，取1.5%左右，不同系统的波动量限值不一致[1]。

现有的无功控制策略[3-6,11-12]，总结如下：

(1)绝对最小滤波器控制。即解锁运行时投入的滤波器组数一般为2组。特殊工况下可以改为1组或3组。

(2)交流系统最高/最低电压控制。即滤波器投入和切除的标准电压限制值。

(3)交流系统最大无功交换控制。即每个功率点下的无功可允许与交流系统交换的值。

(4)最少滤波器控制。按给定的最优滤波器投入数目控制滤波器的投入和切除。

(5)无功功率和电压控制。按给定的无功功率交换范围和电压波动范围进行控制。

其中，优先级别从1～5排序，1为最高优先级。由上可知，无功功率的控制量分为3种：滤波器控制量、交流电压控制量、无功功率交换控制量。

在运行过程中，系统必须同时满足滤波器、电压和功率3个量均在控制范围内，此时若以常规的控制方式，控制量较多，方程较复杂。本文提出一种转化关系，将无功功率的控制参量简化成2种。具体简化方式如下：

通过式(11)，可将已知的交流电压控制量ΔU转化成交流电压对应的无功功率控制量QΔU。将此转化后的无功功率控制量与交流系统的无功功率交换控制量Qsys进行比较取两个范围的交集，作为无功功率的一种控制量和滤波器控制量结合进行无功功率控制。交集范围的具体取法如下：

Qmax/minref=max/min(Qsys,QΔU)

(12)

式中：Qmax/minref为最终调节无功功率平衡时，与系统交换无功功率最大/最小允许值，此值可作为无功功率及交流电压的联合控制量；Qsys为系统可吸收的容性无功功率最大值/最小值，Mvar；QΔU为系统电压波动范围转换出的无功功率交换允许最大值/最小值，Mvar。

在高压直流系统中，交流系统的无功能力和电压波动上限值没有可调性，在系统确定时已经给出。故经过上述转化后，不会出现某一条件不满足的情况。满足交集范围的解一定同时满足各个条件。符合无功功率控制的目标。

3 无功因子

3.1 工程相关控制因子

高压直流输电系统控制方式有多种，可分为定功率，定电流，定电压三大类[13-15]。本文将针对定功率控制方式，分析已有的3种控制模式，如表3所示。

表3 无功计算表

Table 3 Reactive power computation sheet

注：带“*”者为实时参量。

方式一：定熄弧角控制。保持逆变站的熄弧角恒定，传输电压Ud为额定直流电压，调节整流、逆变站的分接头开关，使整流、逆变站的Udi0均维持在允许范围内。

此方式求得的无功功率并非实时运行的无功功率，只是估算值。因为定控制角求出的Udi0并不能通过阶跃的分接头档位调整出来，在实际的运行过程中通过向上向下取整求得最终结果，此时的角度也会有相应的上下波动。

方式二：定熄弧角范围控制。保证α/γ在一定范围内变化，使传输电压Ud在额定直流电压附近，通过换流变的分接头整档位调整理想空载电压限值，求出在限值范围内符合要求的所有结果。此方式可能会出现多个符合条件的解，需要进行舍弃。舍弃方式一般有2种：(1)选择分接头最接近0档位的结果；(2)选择控制角最接近额定控制角的结果。

方式三：定理想空载电压控制。维持换流变压器阀侧理想空载电压Udi0恒定，触发角、熄弧角保持恒定或可变(多用恒定)，得到传输电压Ud。电流需列一元二次方程求解：

Pd=IdUd

(13)

式中Pd为直流传输功率， MW。

将式(4)和式(13)消元Ud可得：

(14)

同理，也可消除式中的Id得到关于Ud的一元二次方程，进一步求出电流。

对于无功功率损耗：

方式二对应的熄弧角角度为一个范围，通常取比额定角度大1°，以基准角度的±1°作为控制范围(额定角度为17°时取17°～19°为控制范围)。此范围大于方式一和方式三对应的额定熄弧角(17°)，故此种方式对应的无功功率损耗最大。

在定功率模式下，直流电压越低，直流电流越高，无功功率损耗也越高，由于方式三的直流电压控制偏差大于方式一，直流电压波动较大，故方式三对应的无功功率损耗大于方式一。

对于分接头档位数：

方式一的换流变压器分接头开关的档位数较多。由于控制量触发角、熄弧角不变，为保持无功功率平衡则需要实时根据实际运行情况调整分接头，即调节理想空载电压。

方式二，换流器额定运行时最大无功功率损耗最大，所需的换流变压器容量也最大，分接开关档位也最多。

方式三需要的换流变压器分接开关档位数最少，运行过程中的控制量为阀理想空载电压，也就是分接头档位在允许过程中不变(降压工况除外)。

对于调节的灵活度：

换流变压器分接头的调整时间较控制角的调整时间要长。方式三不调整分接头，故调整的时间上会较另2种方式短，灵活度相对来说较高。方式一未取整档位数，而方式二在得到结果后的过程中有筛选档位判断，整体流程较方式一多，故在灵活度上方式一较方式二更高。

由上述可知，当工程为输电工程，以传输电能为目的，选择方式一和方式二较好，因为方式一和方式二分接头档位数较多，电压的调整范围较大，能适应各类工况下的电力传输。而作为备用或其他非输电用工程，则选择方式三较好，因为此种控制方式的灵活性较高，能较迅速地调节出需要的参量，满足系统的安全稳定运行要求。

3.2 工况相关参量因子

直流工程有多种运行方式，每种不同运行方式下换流器消耗的无功功率都不相同，为了更好地设计出合理模型，下面将对直流工程的常用运行工况的无功功率影响因子进行归类[1-2]，主要分为：接线方式、电压类型、功率传输方向、无功功率消耗类型和无功功率提供类型5个方面。

接线方式分为：双极、单极大地和单极金属。针对不同的接线方式，影响无功功率的主要因子为电阻和极数，如表4所示。

表4 不同接线下的电阻和极数

Table 4 Resistance and pole under different connection modes

一般来说电阻：单极金属>单极大地>双极。双极运行产生的无功功率量级上大致为单极运行的2倍。

电压类型分为全压、降压(70%，80%)、不平衡、半压、混压模式。其中半压、混压工况只在双12脉动的特高压直流工程中出现。

不同的电压方式下，无功功率及电压如表5所示。

表5 不同工作电压下的功率与电压

Table 5 Power and voltage under different operating voltage

注：“不平衡”和“混压”工况中，“+”前表示双极中的正极对应功率和电压的情况，“+”后表示负极对应功率和电压的情况。

功率传输方向分为正送和反送。功率传输方向不同时影响无功功率的因子为功率和电压，如表6所示。

表6 不同功率传输方向时的功率与电压

Table 6 Power and voltage under different power transmission directions

表中k表示反送传输的功率系数，一般取0.8～1.0。也有工程将功率正送至逆变站的电压功率作为反送时的电压功率。即：

(15)

式中Rd为直流线路电阻，Ω。

无功功率提供的类型分为最大、最小、额定。针对不同的无功功率提供类型，影响无功功率的直接影响因子为交流侧的交流电压，间接影响因子为滤波器、电抗器等无功设备的实际投入无功量。结合表1，综合考虑采用交流母线电压作为影响无功功率提供的直接影响因子，如表7所示。

表7 无功提供各工况下的母线电压

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

无功功率消耗的类型分为最大、最小、额定。针对不同的无功功率消耗类型，影响无功功率的因子包括电压、控制角、感性压降、电阻等参数，具体影响如表8所示。

表8 无功消耗各工况下的影响因子

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

注：k1为电压测量偏差及一档分接头对应的电压偏差之和；k2为控制角的测量偏差及运行中允许偏差量之和；k3为感性压降正负偏差值。

4 计算模型

无功功率的控制目标为式(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为交流系统能够提供的最大无功功率，Mvar；Qacmax为交流系统允许倒送的最大无功功率，Mvar；Udi0min为换流器理想空载电压最小值， kV；Udi0max为换流器理想空载电压最大值， kV；αmin为换流器触发角最小值，(°)；αmax为换流器触发角最大值，(°)；γmin为换流器熄弧角最小值，(°)；γmax为换流器熄弧角最大值，(°)；Qf为投入的滤波器和电容器的无功总量瞬时值，Mvar；Qr为投入的电抗器的无功总量瞬时值，Mvar；Qdc为阀消耗的无功总量瞬时值，Mvar；Qac为直流系统与交流系统交换的无功量瞬时值，Mvar。

换流站的无功功率控制是直流输电系统中对换流站无功功率进行控制的策略，其方法主要是通过调整无功补偿设备投入切除的无功容量或改变换流器的无功功率消耗，将换流站与交流侧交换的无功功率(及交流电压波动)控制在规定范围内。现有的直流工程均有自己的直流系统控制方式和不同的运行方式，所以，无功功率平衡的方法在一定程度上会不一致。

在保证式(20)成立的过程中需注意如下几点：

(1)换流器消耗的无功功率Qdc需根据不同控制方式，代入正确的数值。

(2)滤波器(电容器)Qf、电抗器Qr等无功量需折合当前交流电压水平，即：

(21)

式中：Qx_rel为实际投运的滤波器/电抗器对系统影响的容量值，Mvar；Qx为滤波器/电抗器本身的容量，Mvar；Ul为当前工况下的交流母线电压值， kV；UlN为额定交流电压值， kV。

(3)是否投切无功设备的判据中不考虑式(20)中与交流系统交换的无功量瞬时值Qac，即用下式求得的结果决定投切无功设备与否：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc

(22)

式中：ΔQ为不平衡无功量，Mvar；Qf为考虑了滤波器性能控制量后的更新值。

判断ΔQ=0是否成立。当ΔQ>0时，表示此时系统无功功率富裕，反之当ΔQ<0时，表示系统无功功率不足。

当ΔQ≠0时，判断此时的ΔQ是否越过式(8)，若越过上限值则切除一组滤波器或电容器，若越过下限值则投入一组滤波器或电容器(也可反向操作一组电抗器)。

(4)交流系统的无功功率有其自己的限值，电压波动也有一定限值，电压限值和无功功率限值的单位不相同，在对比计算中需要转换。

本文将电压限值转换为无功功率限值(见式(11))，最终取2个限值量的交集，作为最终无功功率的限值，减少了控制参量的维度，使控制逻辑较简单，思路较清晰。交流系统能力强时，不考虑使用其他的手段调整无功功率，即全部由交流系统去补充或提供这部分无功功率：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc+Qac=0

(23)

此方法的缺点在于会引起网侧电压波动。此时校验一下网侧电压的波动量，未超过允许值即为合理调整，若超过允许值则需要采取其他手段调整无功功率。本文由于将电压量转化为无功量取较苛刻的交集(见式(12))，故电压量在投切滤波器及以交流系统进行无功补偿与提供时不会越过限制值。本文用无功功率的限值条件将电压的波动限制在了允许范围内，不需要再额外进行校验。

当交流系统不能满足超出的无功不平衡量，即：

Qac>Qacmax,Qac

(24)

则需要由系统的其他部分调整[6]，使无功功率平衡。

有2种调整方法：

(1)调整分接头，改变理想空载电压。进而改变换流器消耗无功功率的大小。一般的换流器的耐压有上限值，而换流变的分接头由于工艺的原因也有上限值，这两个限制值会影响阀的运行参数，进而影响无功功率消耗。

(2)降压增流，增大控制角，增大换流器无功消耗。当换流器的理想空载电压碰到控制限值时或换流变压器的分接头调到边界档位不能再调整时，需通过此种方式调整无功功率消耗的大小，维持直流线路端口电压和其他运行参数在正常范围内。

5 实例

三峡—上海超高压直流工程，采用定熄弧角控制，用本文算法可得如图2所示结果。

图中曲线1为功率上升时相应系统的计算量，曲线2为功率下降时相应系统的计算量。此结果与实际直流输电工程的无功功率结果一致[5,15]。图2中，无功功率的处理体现在5个方面，在图中用①～⑤分段进行标记：

①体现的是分接头调整到最低，无法再调整时被迫利用降压增流提升无功功率。

②体现的是用交流系统能力去平衡无功功率的方式，此时控制角和传送电压均保持恒定。

③体现的是理想空载电压Udi0达到限值，系统被迫降压运行的方式。

④体现的是无功功率未达到限值，由于滤波器性能需求先投入一组滤波器的情况。

⑤体现的是在无功功率不平衡时，增大理想空载电压Udi0和触发角α，提升无功功率的情况。

图2 500 kV单极大地工况无功功率计算结果

6 结 论

(1)分析了稳态运行的直流系统中无功设备及交直流系统参数对无功功率的影响。研究了现有3种不同的直流控制模式，分析了各种控制模式的适用范围及特点。

(2)归纳出现有无功功率控制相关文献中的5种无功功率控制方案，提炼出方案里3类无功控制量(滤波器控制量、交流无功功率控制量、交流电压波动控制量)。利用无功功率和电压波动的关系，提出将电压波动控制量转化为无功功率控制量的方案，将无功功率控制的多限制条件进行简化，避免了计算中不同限制量级的来回的转换。使控制逻辑更为简洁，思路更加清晰。

(3)结合不同运行工况分析了各个工况的无功因子包括功率、电压、控制角、理想空载电压、换流器感性压降、电阻的影响。提出了无功功率平衡与无功功率控制的计算方法。

[1]赵畹君.高压直流输电工程技术[M]. 北京：中国电力出版社,2004.

[2]戴熙杰.直流输电基础[M].北京：水利电力出版社, 1990.

[3]王峰,徐政, 黄莹，等. 高压直流输电无功管理的原则与算法[J]. 电力系统自动化, 2008, 32(4):85-88.

Wang Feng, Xu Zheng, Huang Ying, et al. Principle and algorithms of reactive power management for HVDC transmission[J]. Automation of Electric Power Systems,2008,32(4):85-88. [4]杨鹏, 杨景, 王亮. 银川东—胶东±660 kV直流输电工程无功控制逻辑的改进[J]. 电力系统自动化, 2011, 35(16):105-107. Yang Peng, Yang Jing, Wang Liang. Improvement on reactive power control logic for Yinchuandong-Jiaodong ±660 kV HVDC project [J]. Automation of Electric Power Systems, 2011, 35(16):105-107. [5]杨志栋, 殷威扬, 李亚男. 三沪直流工程无功补偿和控制方案[J]. 电力建设, 2007, 28(12):10-13. Yang Zhidong, Ying Weiyang, Li Yanan. Reactive power compensation and control scheme for the Three Gorges to Shanghai DC project [J]. Electric Power Construction, 2007, 28(12):10-13. [6]张望, 郝俊芳, 曹森，等. 直流输电换流站无功功率控制功能设计[J].电力系统保护与控制, 2009, 37(14):72-76. Zhang Wang, Hao Junfang, Cao Sen, et al. Design of reactive power control for HVDC converter station [J]. Power System Protection and Control, 2009, 37(14):72-76.

[7]张啸虎, 曹国云, 陈陈. 高压直流系统低功率运行时的无功控制策略[J]. 电网技术, 2012, 36(1): 118-122. Zhang Xiaohu, Cao Guoyun, Cheng Cheng. Proposal on reactive power control of HVDC system during low power transmission[J]. Power System Technology, 2012, 36(1): 118-122. [8]朱志平, 张燕秉. 编制特高压直流输电设备技术规范走技术创新之路[J]. 电力建设, 2007, 28(6): 10-13. Zhu Zhiping, Zhang Yanbing. Following technical innovation path to establish technical specifications for UHVDC power transmission equipment[J]. Electric Power Construction, 2007, 28(6): 10-13. [9]李普明, 徐政, 黄莹, 等. 高压直流输电交流滤波器参数的计算[J]. 中国电机工程学报, 2008, 28(16): 115-121. Li Puming, Xu Zheng, Huang Ying, et al. Algorithm for the parameters of AC filters in HVDC transmission system [J]. Proceedings of the CSEE, 2008, 28(16): 115-121. [10]陈伯胜. 串联电抗器抑制谐波的作用及电抗率的选择[J]. 电网技术, 2004, 27(12): 92-95. Chen Bosheng. Harmonics restraining function of serial reactor and selection of reactance rate[J]. Power System Technology, 2004, 27(12): 92-95. [11]戴国安, 周君文, 王亚非. 特高压直流无功控制策略研究[J]. 电力系统保护与控制, 2008, 36(14): 48-51. Dai Guoan, Zhou Junwen, Wang Yafei. Strategy of reactive power control on UHVDC[J]. Power System Protection and Control, 2008, 36(14): 48-51. [12]刘崇茹, 张伯明. 考虑换流变压器和无功补偿协调控制计算 AC/DC 系统有功-电压曲线[J]. 电力自动化设备, 2009, 29(1): 50-53. Liu Chongru, Zhang Boming. Calculation of power-voltage curve for AC/DC hybrid power system considering converter transformer tap change and reactive power compensation[J]. Electric Power Automation Equipment, 2009, 29(1): 50-53. [13]刘宝宏, 殷威扬, 石岩, 等. 背靠背换流器控制策略的比较与分析[J]. 电网技术, 2010, 34(2): 109-114. Liu Baohong, Ying Weiyang, Shi Yan, et al. Comparison and analysis on control strategies for back to back converters[J]. Power System Technology, 2010, 34(2): 109-114. [14]张相宇, 温渤婴, 李鹏. 高压直流输电系统主回路参数计算平台的研发[J]. 电力建设, 2014, 35(2):52-56. Zhang Xiangyu, Wen Boying, Li Peng. Research and development of computing platform for main circuit parameters in HVDC power system[J]. Electric Power Construction, 2014, 35(2):52-56. [15]刘宝宏, 马为民, 殷威扬. 三沪直流输电系统主回路参数研究[J]. 电力建设, 2010, 28(11): 1-4. Liu Baohong, Ma Weimin, Ying Weiyang. Parameter Study of Main Circuit of Three Gorges-Shanghai DC Transmission System[J]. Electric Power Construction, 2010, 28(11): 1-4.

(编辑：张小飞)

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，工学硕士，从事高压直流输电工程稳态运行的潮流分析及无功补偿与无功控制方面的研究工作 ；

温渤婴(1958)，男，教授，博士生导师，从事大规模交直流电力系统分析和企业电网的降损节能方面的研究工作。