高壓直流輸電系統的無功功率平衡和控制方法

朱坤琳，溫渤嬰

(中國農業大學信息與電氣工程學院，北京市 100083)

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高壓直流輸電系統的無功功率平衡和控制方法

朱坤琳，溫渤嬰

(中國農業大學信息與電氣工程學院，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，對高壓直流輸電的無功功率平衡與控制方法進行了綜合分析與研究。首先介紹了高壓直流輸電系統中與無功功率相關的電氣設備及影響無功功率的主要因素。其次，整理歸納了現有工程中的無功功率控制策略，并提出了無功功率控制因子的概念。結合交流系統中電壓波動和無功功率的關系，提出了將交流電壓轉化為無功功率，取轉換后的無功功率和交流系統的無功功率的交集作為控制因子的相關簡化方案。最后，對比了無功功率模型的計算結果與實際工程相關工況的運行結果。實驗結果驗證了采用所提方案設計的無功功率模型的有效性。

高壓直流輸電；無功設備；無功功率平衡；無功功率控制

0 引 言

高壓直流輸電系統的換流器，無論運行在整流還是逆變狀態都將消耗大量的無功功率[1]，增加網損，改變母線電壓，直接影響電網的經濟安全運行，因此必須在站內或交流母線上安裝相應的無功功率補償裝置，使其平衡[2]。

目前國內外已有大量文獻研究了無功功率控制問題，文獻[3]描述了無功設備的投切原則和無功功率平衡與控制需要考慮的因素，包括限制條件和運行方式，以及原始輸入數據等。但未考慮電壓波動對無功設備帶來的影響。文獻[4-5]分別針對實際直流工程的無功功率控制方案，提出了具體的無功功率設備配置與無功功率控制策略，但未對濾波器的特殊性進行進一步分析。文獻[6]研究了特高壓直流無功功率控制策略，提出了有利于現場運行的有效建議。文獻[7]對直流系統低功率運行時的無功功率平衡和控制策略進行分析，提出了通過提高最小關斷角吸收多余無功功率，有效地解決了直流系統低功率運行時交流電網電壓升高問題。但已有文獻多針對各個不同工程和不同工況進行無功功率分析研究，而鮮有全面地將無功功率控制方法和具體工程工況結合分析的報道。

我國現有“三常”，“三滬”、“向上”、“貴廣”、“云廣”、“中俄”、“靈寶”等實際投運的超高壓、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、交流系統電壓等級、閥組電壓等級不一致具有不同的運行工況和控制模式，其無功功率的補償方式也略有不同。因工程中的設備來自不同廠家，參數和耐受性不一致也會造成系統控制、運行方式不一致，故不同工程的無功功率需要不同的無功功率管理方式。對各類型的無功功率平衡和控制分別做研究，拆分其不同的因子，統一規劃出計算模型具有十分重要的研究價值。

本文將在已有的無功功率控制理論研究基礎上，以3種不同類型的直流輸電工程為研究對象，結合分析其常規及特有的運行工況，研究無功功率的平衡和控制方式，并整理出一套適用于各個工程和各個運行工況的無功功率模型。

1 無功設備

1.1 換流器

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

換流器消耗的無功功率為

Qdc=2Udi0Idχ

(1)

式中：Qdc為換流器消耗的無功功率，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角，(°)，計算逆變站的參數時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為換流器內部感性壓降，標幺值；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，影響無功功率消耗的因子可分為5個，即Udi0、α/γ、Id、dx和μ。其中：

(4)

式中：n為6脈動換流器個數；Ud為直流傳送電壓， kV；UT為換流器內部壓降， kV；dr為換流器內部阻性壓降，標幺值。

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

圖1 Qdc曲線

由圖1可知，增大觸發角α和直流電流Id，均使無功功率Qdc增加。同理，將式子簡化為Qdc=f(Udi0)也可得出相同結論，即增大Udi0，無功功率Qdc也增加。文獻[7]證明了直流電流Id與換相重疊角μ隨熄弧角γ的變化規律，結論是：隨γ增大，Id增大；隨γ增大，μ減小；即隨著γ增大，Qdc增大。本文使用觸發角α，結論一致。

故在影響無功功率的5個因子中，系統直接可控參量有3個：觸發角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部感性壓降dx，其隨著運行工況的不同會有上下波動。

1.2 濾波器

濾波器是為了濾除系統中高次諧波而安裝的設備，濾波器分為串聯濾波器和并聯濾波器，通常并聯濾波器參與投切，串聯濾波器始終投入。濾波器本身為容性設備，投入時除了濾波功能，還會給系統提供無功功率[1-2,9]。當換流器無功功率消耗小于投入的濾波器等設備提供的無功功率時，就產生了過剩的無功功率。

直流系統特定的濾波要求會直接影響濾波器的投切點。在投入和切除濾波器時，需考慮濾波器的濾波性能。濾波性能的衡量標準為諧波畸變率，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的并聯諧波阻抗，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準只能投入濾波器以減小并聯諧波阻抗[9]。因此，在相同的運行方式和傳輸功率下，隨著交流系統電壓的降低，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組濾波器投入點的功率與交流電壓的關系如表1所示。

表1 濾波器投入點功率與交流電壓的關系

Table 1 Relationship between filter input point power and AC voltage

此外，不同運行工況的Ik不同，也會影響濾波器的投入點。當Ik過大時，需提前投入濾波器，減小Zp，保證系統的諧波監測量(諧波畸變率)在允許范圍內。

表2為根據濾波器性能和無功功率平衡決定的投入點功率比較情況。由表2可知，只考慮無功功率平衡的濾波器投入點與考慮濾波性能的濾波器投入點不一致。一般來說，小功率情況下(≤0.4 pu)，考慮濾波性能的濾波器投入點要較只考慮無功功率平衡的濾波器投入功率點提前。

表2 根據濾波器性能與無功平衡決定的投入點功率比較

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

pu

1.3 電容器

電容器是為了補充系統中的無功功率而安裝的設備，參與投切。通常電容器在系統配備的濾波器已全部投入，無功功率仍不平衡的情況下使用。一般在系統承載大負荷或過負荷時，需投入電容器平衡換流器消耗的無功功率。

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。判別濾波器、電容器是否投切的計算公式為

(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(一般默認取1.0)，可以得到一個比較合理的死區范圍。當系統無功交換量大于上限時，切除無功補償設備，小于下限時投入無功補償設備。通常，在此范圍內投切不會引起錯誤。

(7)

式中Qdeadband為無功功率死區值，Mvar。部分工程會根據系統條件，將死區值上下限進行調整：

(8)

式中Qref為人為設定的無功功率參考值，Mvar。

另外可設有功功率死區值，在有功功率上升或下降100 MW內不重復投入或切除同一組濾波器(電抗器)。

Khyster=100/PdN

(9)

式中：Khyster為有功功率死區系數；PdN為額定傳輸功率， MW。

該值的設置會避免因濾波性能要求提前投入的濾波器在功率下降時迅速被切除，有利于系統的穩定運行。

1.4 電抗器

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

一般工程中會接入低壓電抗器，系統沒有地方配備低壓電抗器時才考慮配備高壓電抗器，此時電抗器對系統的無功功率影響需要乘以變比的平方。電抗器一般在低負荷、小功率時投入，在功率到達解鎖點后，可人工或由自動控制裝置切除[10]。

若系統只考慮電抗器的投切給系統帶來的無功功率變化，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，相當于投入一組小容量電容器，而投入一組電抗器相當于切除一組小容量電容器。

2 交流系統

交流系統在提供或吸收部分無功功率的同時，會引起交流系統電壓波動[1]。該波動由交流系統最小短路容量決定：

(10)

式中：ΔU為交流系統電壓波動，%；ΔQ為與交流系統交換的無功功率，Mvar；SSCmin為交流系統最小短路容量，MVA。

由上式可得：

(11)

通過式(11)可知，交流系統波動電壓已知時，可求得交流系統允許交換的無功功率。一般交流系統在投切大組濾波器時，電壓波動取5%左右，投切小組時，取1.5%左右，不同系統的波動量限值不一致[1]。

現有的無功控制策略[3-6,11-12]，總結如下：

(1)絕對最小濾波器控制。即解鎖運行時投入的濾波器組數一般為2組。特殊工況下可以改為1組或3組。

(2)交流系統最高/最低電壓控制。即濾波器投入和切除的標準電壓限制值。

(3)交流系統最大無功交換控制。即每個功率點下的無功可允許與交流系統交換的值。

(4)最少濾波器控制。按給定的最優濾波器投入數目控制濾波器的投入和切除。

(5)無功功率和電壓控制。按給定的無功功率交換范圍和電壓波動范圍進行控制。

其中，優先級別從1～5排序，1為最高優先級。由上可知，無功功率的控制量分為3種：濾波器控制量、交流電壓控制量、無功功率交換控制量。

在運行過程中，系統必須同時滿足濾波器、電壓和功率3個量均在控制范圍內，此時若以常規的控制方式，控制量較多，方程較復雜。本文提出一種轉化關系，將無功功率的控制參量簡化成2種。具體簡化方式如下：

通過式(11)，可將已知的交流電壓控制量ΔU轉化成交流電壓對應的無功功率控制量QΔU。將此轉化后的無功功率控制量與交流系統的無功功率交換控制量Qsys進行比較取兩個范圍的交集，作為無功功率的一種控制量和濾波器控制量結合進行無功功率控制。交集范圍的具體取法如下：

Qmax/minref=max/min(Qsys,QΔU)

(12)

式中：Qmax/minref為最終調節無功功率平衡時，與系統交換無功功率最大/最小允許值，此值可作為無功功率及交流電壓的聯合控制量；Qsys為系統可吸收的容性無功功率最大值/最小值，Mvar；QΔU為系統電壓波動范圍轉換出的無功功率交換允許最大值/最小值，Mvar。

在高壓直流系統中，交流系統的無功能力和電壓波動上限值沒有可調性，在系統確定時已經給出。故經過上述轉化后，不會出現某一條件不滿足的情況。滿足交集范圍的解一定同時滿足各個條件。符合無功功率控制的目標。

3 無功因子

3.1 工程相關控制因子

高壓直流輸電系統控制方式有多種，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 無功計算表

Table 3 Reactive power computation sheet

注：帶“*”者為實時參量。

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，調節整流、逆變站的分接頭開關，使整流、逆變站的Udi0均維持在允許范圍內。

此方式求得的無功功率并非實時運行的無功功率，只是估算值。因為定控制角求出的Udi0并不能通過階躍的分接頭檔位調整出來，在實際的運行過程中通過向上向下取整求得最終結果，此時的角度也會有相應的上下波動。

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

方式三：定理想空載電壓控制。維持換流變壓器閥側理想空載電壓Udi0恒定，觸發角、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得到關于Ud的一元二次方程，進一步求出電流。

對于無功功率損耗：

方式二對應的熄弧角角度為一個范圍，通常取比額定角度大1°，以基準角度的±1°作為控制范圍(額定角度為17°時取17°～19°為控制范圍)。此范圍大于方式一和方式三對應的額定熄弧角(17°)，故此種方式對應的無功功率損耗最大。

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，直流電壓波動較大，故方式三對應的無功功率損耗大于方式一。

對于分接頭檔位數：

方式一的換流變壓器分接頭開關的檔位數較多。由于控制量觸發角、熄弧角不變，為保持無功功率平衡則需要實時根據實際運行情況調整分接頭，即調節理想空載電壓。

方式二，換流器額定運行時最大無功功率損耗最大，所需的換流變壓器容量也最大，分接開關檔位也最多。

方式三需要的換流變壓器分接開關檔位數最少，運行過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程中不變(降壓工況除外)。

對于調節的靈活度：

換流變壓器分接頭的調整時間較控制角的調整時間要長。方式三不調整分接頭，故調整的時間上會較另2種方式短，靈活度相對來說較高。方式一未取整檔位數，而方式二在得到結果后的過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，因為方式一和方式二分接頭檔位數較多，電壓的調整范圍較大，能適應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，因為此種控制方式的靈活性較高，能較迅速地調節出需要的參量，滿足系統的安全穩定運行要求。

3.2 工況相關參量因子

直流工程有多種運行方式，每種不同運行方式下換流器消耗的無功功率都不相同，為了更好地設計出合理模型，下面將對直流工程的常用運行工況的無功功率影響因子進行歸類[1-2]，主要分為：接線方式、電壓類型、功率傳輸方向、無功功率消耗類型和無功功率提供類型5個方面。

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

表4 不同接線下的電阻和極數

Table 4 Resistance and pole under different connection modes

一般來說電阻：單極金屬>單極大地>雙極。雙極運行產生的無功功率量級上大致為單極運行的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脈動的特高壓直流工程中出現。

不同的電壓方式下，無功功率及電壓如表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應功率和電壓的情況，“+”后表示負極對應功率和電壓的情況。

功率傳輸方向分為正送和反送。功率傳輸方向不同時影響無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表示反送傳輸的功率系數，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的電壓功率。即：

(15)

式中Rd為直流線路電阻，Ω。

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

表7 無功提供各工況下的母線電壓

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

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

表8 無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為電壓測量偏差及一檔分接頭對應的電壓偏差之和；k2為控制角的測量偏差及運行中允許偏差量之和；k3為感性壓降正負偏差值。

4 計算模型

無功功率的控制目標為式(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為交流系統能夠提供的最大無功功率，Mvar；Qacmax為交流系統允許倒送的最大無功功率，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為換流器觸發角最小值，(°)；αmax為換流器觸發角最大值，(°)；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功總量瞬時值，Mvar；Qr為投入的電抗器的無功總量瞬時值，Mvar；Qdc為閥消耗的無功總量瞬時值，Mvar；Qac為直流系統與交流系統交換的無功量瞬時值，Mvar。

換流站的無功功率控制是直流輸電系統中對換流站無功功率進行控制的策略，其方法主要是通過調整無功補償設備投入切除的無功容量或改變換流器的無功功率消耗，將換流站與交流側交換的無功功率(及交流電壓波動)控制在規定范圍內。現有的直流工程均有自己的直流系統控制方式和不同的運行方式，所以，無功功率平衡的方法在一定程度上會不一致。

在保證式(20)成立的過程中需注意如下幾點：

(1)換流器消耗的無功功率Qdc需根據不同控制方式，代入正確的數值。

(2)濾波器(電容器)Qf、電抗器Qr等無功量需折合當前交流電壓水平，即：

(21)

式中：Qx_rel為實際投運的濾波器/電抗器對系統影響的容量值，Mvar；Qx為濾波器/電抗器本身的容量，Mvar；Ul為當前工況下的交流母線電壓值， kV；UlN為額定交流電壓值， kV。

(3)是否投切無功設備的判據中不考慮式(20)中與交流系統交換的無功量瞬時值Qac，即用下式求得的結果決定投切無功設備與否：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc

(22)

式中：ΔQ為不平衡無功量，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ΔQ>0時，表示此時系統無功功率富裕，反之當ΔQ<0時，表示系統無功功率不足。

當ΔQ≠0時，判斷此時的ΔQ是否越過式(8)，若越過上限值則切除一組濾波器或電容器，若越過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)交流系統的無功功率有其自己的限值，電壓波動也有一定限值，電壓限值和無功功率限值的單位不相同，在對比計算中需要轉換。

本文將電壓限值轉換為無功功率限值(見式(11))，最終取2個限值量的交集，作為最終無功功率的限值，減少了控制參量的維度，使控制邏輯較簡單，思路較清晰。交流系統能力強時，不考慮使用其他的手段調整無功功率，即全部由交流系統去補充或提供這部分無功功率：

ΔQ=Qf-Qr-Qdc+Qac=0

(23)

此方法的缺點在于會引起網側電壓波動。此時校驗一下網側電壓的波動量，未超過允許值即為合理調整，若超過允許值則需要采取其他手段調整無功功率。本文由于將電壓量轉化為無功量取較苛刻的交集(見式(12))，故電壓量在投切濾波器及以交流系統進行無功補償與提供時不會越過限制值。本文用無功功率的限值條件將電壓的波動限制在了允許范圍內，不需要再額外進行校驗。

當交流系統不能滿足超出的無功不平衡量，即：

Qac>Qacmax,Qac

(24)

則需要由系統的其他部分調整[6]，使無功功率平衡。

有2種調整方法：

(1)調整分接頭，改變理想空載電壓。進而改變換流器消耗無功功率的大小。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，這兩個限制值會影響閥的運行參數，進而影響無功功率消耗。

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

5 實例

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所示結果。

圖中曲線1為功率上升時相應系統的計算量，曲線2為功率下降時相應系統的計算量。此結果與實際直流輸電工程的無功功率結果一致[5,15]。圖2中，無功功率的處理體現在5個方面，在圖中用①～⑤分段進行標記：

①體現的是分接頭調整到最低，無法再調整時被迫利用降壓增流提升無功功率。

②體現的是用交流系統能力去平衡無功功率的方式，此時控制角和傳送電壓均保持恒定。

③體現的是理想空載電壓Udi0達到限值，系統被迫降壓運行的方式。

④體現的是無功功率未達到限值，由于濾波器性能需求先投入一組濾波器的情況。

⑤體現的是在無功功率不平衡時，增大理想空載電壓Udi0和觸發角α，提升無功功率的情況。

圖2 500 kV單極大地工況無功功率計算結果

6 結 論

(1)分析了穩態運行的直流系統中無功設備及交直流系統參數對無功功率的影響。研究了現有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。

(2)歸納出現有無功功率控制相關文獻中的5種無功功率控制方案，提煉出方案里3類無功控制量(濾波器控制量、交流無功功率控制量、交流電壓波動控制量)。利用無功功率和電壓波動的關系，提出將電壓波動控制量轉化為無功功率控制量的方案，將無功功率控制的多限制條件進行簡化，避免了計算中不同限制量級的來回的轉換。使控制邏輯更為簡潔，思路更加清晰。

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

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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，工學碩士，從事高壓直流輸電工程穩態運行的潮流分析及無功補償與無功控制方面的研究工作 ；

溫渤嬰(1958)，男，教授，博士生導師，從事大規模交直流電力系統分析和企業電網的降損節能方面的研究工作。