李欣蔚, 劉崇茹, 韓玉蓉, 王莉麗

(1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學(xué)), 北京市 102206; 2. 國網(wǎng)山東省電力公司, 山東省濟南市 250012)

送端系統(tǒng)對交直流系統(tǒng)輸送功率極限的影響

李欣蔚1, 劉崇茹1, 韓玉蓉2, 王莉麗1

(1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學(xué)), 北京市 102206; 2. 國網(wǎng)山東省電力公司, 山東省濟南市 250012)

分析了直流輸電系統(tǒng)整流側(cè)連接于不同強度交流系統(tǒng)的運行特性,研究了定電流控制下整流側(cè)的功率輸送極限。通過分析功率曲線和換相角曲線,指出了送端系統(tǒng)在額定電流控制下能夠保證穩(wěn)定運行,并且發(fā)現(xiàn)受換流器換相角的限制,整流側(cè)系統(tǒng)強度越小,直流輸電系統(tǒng)整流側(cè)的輸送能力越弱;提出了電流調(diào)制裕度和短路比之間的關(guān)系,指出了能夠保證一定功率提升裕度的送端系統(tǒng)最小短路比。通過進(jìn)一步分析參數(shù)變化對電流調(diào)制裕度和短路比之間關(guān)系的影響,指出在相同的短路比下,換流變壓器參數(shù)的選取(額定容量和等效電抗等)對送端系統(tǒng)輸送功率極限有較大的影響。

送端系統(tǒng); 輸送功率極限; 電流調(diào)制裕度; 短路比

0 引言

高壓直流輸電技術(shù)由于其具有經(jīng)濟靈活、可控性強等優(yōu)點,在大容量、遠(yuǎn)距離輸電方面有明顯的優(yōu)勢。隨著中國直流輸電技術(shù)的發(fā)展以及“西電東送,全國聯(lián)網(wǎng)”戰(zhàn)略的實施,高壓直流工程在國內(nèi)電力輸送中發(fā)揮著越來越重要的作用[1-2]。

目前,國內(nèi)外針對交直流交互影響的分析認(rèn)為,由于受到交流系統(tǒng)的影響,直流輸電系統(tǒng)的輸送能力會受所連交流系統(tǒng)強度的限制[3-7],交流母線的短路比(SCR)成為評價交流電網(wǎng)電壓支撐能力和接受直流功率能力的重要量化指標(biāo)[8-9]。對直流系統(tǒng)穩(wěn)定的研究,由于只有逆變運行時存在額定運行點的穩(wěn)定問題,因此對直流系統(tǒng)的輸送功率極限的研究,均從逆變器的角度進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[3]利用受端交直流系統(tǒng)的簡化模型,研究直流輸電系統(tǒng)輸送功率極限與短路比之間的關(guān)系,從而得出對交流系統(tǒng)強弱的劃分標(biāo)準(zhǔn)。直流系統(tǒng)的輸送能力在一定程度上也能夠表征系統(tǒng)的靜態(tài)穩(wěn)定性,輸送能力越強,直流系統(tǒng)額定運行時的穩(wěn)定裕度越大,過負(fù)荷能力也越強,同時有利于直流系統(tǒng)相互之間的功率支援。

與交流系統(tǒng)相比較,交直流系統(tǒng)在逆變側(cè)的電壓穩(wěn)定性問題受到了更多的關(guān)注[10-12]。文獻(xiàn)[13]利用簡化的單饋入直流輸電系統(tǒng)模型分析了直流系統(tǒng)最大輸送功率與換流母線節(jié)點電壓穩(wěn)定性之間的關(guān)系。文獻(xiàn)[14]針對由于高壓直流輸電系統(tǒng)低功率運行引起的換流站附近過電壓現(xiàn)象,將受交流測電壓控制的換流站與交流系統(tǒng)的無功交換量反饋到整流側(cè)無功優(yōu)化控制,使換流器無功調(diào)節(jié)能力比開環(huán)控制更精確,有助于提高暫態(tài)電壓穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[15-16]針對直流輸電系統(tǒng)受端最突出的電壓穩(wěn)定性問題,提出利用換流器母線上無功功率的變化所導(dǎo)致的母線電壓變化率作為評價系統(tǒng)電壓穩(wěn)定性的標(biāo)準(zhǔn)。在不同的運行方式下?lián)Q流站消耗的無功功率不同,會導(dǎo)致直流系統(tǒng)功率傳輸極限和暫態(tài)過電壓水平的差異[17]。在直流輸電引起的低頻振蕩問題上,文獻(xiàn)[18]針對局部和區(qū)域間頻率振蕩問題,應(yīng)用貫序設(shè)計和全局優(yōu)化的方法,設(shè)計了兼顧本地和廣域的直流輸電穩(wěn)定控制器。相比之下,國內(nèi)外缺乏對直流輸電系統(tǒng)整流側(cè)輸送功率能力方面的分析研究。

本文深入分析了整流側(cè)交流系統(tǒng)強度對整流側(cè)運行特性的影響,發(fā)現(xiàn)盡管在額定運行點整流側(cè)不存在穩(wěn)定問題,但交流系統(tǒng)強度是決定直流系統(tǒng)最大輸送功率的重要因素之一。對于直流系統(tǒng)功率提升要求,整流側(cè)存在最小短路比。在本文的研究過程中,為了排除逆變側(cè)對送端系統(tǒng)的擾動,本文假設(shè)逆變側(cè)系統(tǒng)足夠強且總能夠保證逆變側(cè)穩(wěn)定運行。

1 送端系統(tǒng)運行特性分析

1.1 送端系統(tǒng)交互作用模型

圖1 交直流系統(tǒng)相互作用的簡化模型Fig.1 Simplified model with interaction of AC and DC systems

圖中:E∠0°為交流系統(tǒng)等值電勢;|Z|∠θ為交流系統(tǒng)等值阻抗;Pac和Qac分別為交流系統(tǒng)有功功率和無功功率;Pd和Qd分別為直流換流變壓器網(wǎng)側(cè)有功功率和無功功率;XT為換流變壓器等效電抗;U∠δ為換流站交流母線電壓;Bc為交流濾波器和無功補償電容的等值導(dǎo)納;Ud和Id分別為直流電壓和直流電流;τ為換流變壓器變比。由于恒定功率控制本質(zhì)上是定電流控制方式的一種形式,因此本文的研究中,整流器采用恒定電流/最小超前觸發(fā)角控制方式,逆變側(cè)采用定熄弧角控制/電流偏差控制方式。

交直流系統(tǒng)連接母線的短路比定義為換流站交流母線的短路容量與額定直流功率的比值[5],如式(1)所示。

(1)

式中:Sac為換流母線的短路容量;PdN為額定直流功率;UN為換流母線的額定電壓。

如果取換流站交流母線的額定電壓為交流系統(tǒng)電壓的基準(zhǔn)值,額定直流功率為功率的基準(zhǔn)值,則短路比還可以表示為:

(2)

式中:|Zpu|為|Z|的標(biāo)幺值。

1.2 基本方程

基于圖1的系統(tǒng)交互作用模型,交流系統(tǒng)基準(zhǔn)值不變,取額定直流功率PdN和額定直流電壓UdN分別為直流系統(tǒng)的基準(zhǔn)功率和基準(zhǔn)電壓[3],并且假設(shè)逆變側(cè)所連交流系統(tǒng)足夠強大,能夠保證逆變側(cè)換流母線電壓為額定值,則整流側(cè)模型系統(tǒng)定電流控制的運行特性可表示為:

Pd=CU2(cos 2α-cos(2α+2μ))

(3)

Qd=CU2(2μ+sin 2α-sin(2α+2μ))

(4)

Id=KU(cosα-cos(α+μ))

(5)

(6)

(7)

(8)

Qc=BcU2

(9)

Pd-Pac=0

(10)

Qd-Qac-Qc=0

(11)

(12)

式中:Qc為無功補償容量;α為觸發(fā)延遲角;μ為換相角;C和K分別為與整流側(cè)換流變壓器參數(shù)及與直流系統(tǒng)基準(zhǔn)值有關(guān)的兩個常數(shù);a和b為常數(shù),表示通過換流器轉(zhuǎn)換后的比例;Ui為受端換流母線電壓;γ為受端逆變站熄弧角;Xd為直流輸電線路阻抗。

C的表達(dá)式為:

即使她看清了車牌號，我覺得她也不會打電話舉報的，多一事不如少一事。像老陳那種天不怕地不怕的人是少之又少了。見我不作聲，那個女人說，那輛摩托車真的沒車牌號。

(13)

式中:ST為換流變壓器容量;Xc為換流變壓器等效電抗。

K的表達(dá)式為:

(14)

式中:Xr為換流器等效電抗。

式(12)說明整流站通過控制直流電流來影響整流側(cè)的觸發(fā)延遲角,達(dá)到定電流的控制作用。若不考慮變壓器分接頭的改變和補償電容器的投切,則與換流站設(shè)備相關(guān)的參數(shù)(K,Bc,a,b)可以認(rèn)為是固定的。而送端交流系統(tǒng)一旦運行方式確定,則送端系統(tǒng)參數(shù)也是固定的。也就是說在運行過程中,如果交流系統(tǒng)等效阻抗|Z|確定了,等值電勢E也是確定的。

1.3 運行特性分析

假設(shè)受端系統(tǒng)足夠強,使得受端換流器的熄弧角始終能夠維持在額定值(一般為18°)運行。這樣一來,整流側(cè)運行狀態(tài)變量共有11個,而約束方程是10個,因此只有一個狀態(tài)變量是獨立的。即一旦確定其中的任何一個變量, 其余變量也隨之而定。所以可以通過控制Id的大小,得到其余變量隨Id變化的曲線。

在直流電流增大的過程中,如果整流站觸發(fā)延遲角達(dá)到下限(一般設(shè)定αmin為5°),表明在穩(wěn)態(tài)運行時,整流站設(shè)定的電流值不能再升高,否則當(dāng)直流輸電系統(tǒng)出現(xiàn)小擾動,整流站和逆變站均需要切換運行模式。

在下述分析中,為了展現(xiàn)整流站觸發(fā)延遲角達(dá)到下限之后直流電流再增加時的運行狀況,假設(shè)換流器控制方式轉(zhuǎn)換為定最小觸發(fā)角控制方式,逆變站換流器控制方式轉(zhuǎn)換為電流偏差控制。此時整流側(cè)的運行特性可由式(3)至式(11)來描述,運行狀態(tài)變量共有10個,而約束方程是9個,依然可以得到其余變量隨Id變化的曲線。

求解由式(3)至式(12)組成的非線性方程組,得到正常工作狀況下α取不同值時,狀態(tài)變量U,Qd,Pd隨Id的變化規(guī)律,見附錄A。

對于整流側(cè),當(dāng)系統(tǒng)運行于dPd/dId>0時,增大系統(tǒng)的直流電流可以增大輸送的直流功率;而當(dāng)系統(tǒng)運行在dPd/dId<0時,增大直流電流,會造成換流母線電壓急劇下降,系統(tǒng)輸送的直流功率反而減小,系統(tǒng)難以穩(wěn)定運行。dPd/dId=0的點均出現(xiàn)在整流器切換到最小α的控制后,該點對應(yīng)的Id大小受整流側(cè)短路比和αN的影響。相同短路比情況下,αN越小,dPd/dId=0所對應(yīng)的Id越大,但Pd越小。

2 整流側(cè)輸送功率極限與短路比的關(guān)系

為了研究整流側(cè)短路比對輸送功率的影響,考察整流站的輸送功率Pd隨電流的變化過程(當(dāng)觸發(fā)角達(dá)到5°時切換為最小觸發(fā)角控制方式)和換相角隨電流的變化過程,如圖2所示,其中,整流站額定延遲觸發(fā)角αN取15°。整流側(cè)輸送功率Pd的最大值(用Pmax表示)與短路比的關(guān)系見附錄B。

觀察圖2可得結(jié)果如下。

1)整流側(cè)額定運行點總處于功率曲線的上升沿,見圖2(a),即出現(xiàn)在定電流控制過程的穩(wěn)定運行區(qū)域。這是由于整流側(cè)額定運行時采用定功率或者定電流控制,通過調(diào)節(jié)觸發(fā)角α的大小來實現(xiàn)電流控制,額定運行時系統(tǒng)的觸發(fā)角α均留有一定裕度。

2)由于實際工程中常見的十二脈動換流器對換相角μ的通常要求是不超過30°[19],當(dāng)換相角大于30°小于60°時,雙橋換流器一直存在換相的單橋,交替出現(xiàn)5個閥同時導(dǎo)通和6個閥同時導(dǎo)通,而進(jìn)入不穩(wěn)定狀態(tài)。圖2(b)中,黃虛線下方表示定電流控制,上方表示最小觸發(fā)角控制。從圖2(b)中發(fā)現(xiàn)換相角μ達(dá)到30°時總是處在定電流控制,并且達(dá)到30°時的運行點在額定運行點的右側(cè),說明在定電流控制方式下額定運行時,系統(tǒng)總是穩(wěn)定的。

圖2 整流側(cè)運行特性曲線Fig.2 Operation characteristic curves at rectifier side

3)由圖2(a)和(b)可以發(fā)現(xiàn),最大功率點對應(yīng)的直流電流值總是大于μ=30°時對應(yīng)的直流電流值,因此,整流側(cè)直流電流的調(diào)制范圍主要受換相角不能過大的條件制約。

由上述分析可知,在不同的短路比下,整流側(cè)在額定工作點運行時系統(tǒng)總是穩(wěn)定的。然而,直流系統(tǒng)需要有一定的過負(fù)荷能力,通過對整流側(cè)電流調(diào)制來實現(xiàn)短時提高直流系統(tǒng)輸送功率的能力。由于換流器的換相角μ正常工作運行點小于30°,所以整流側(cè)電流的調(diào)整裕度主要受限于換相角μ,進(jìn)而也限制了系統(tǒng)輸送的最大功率。

綜上所述,本文后續(xù)部分采用電流調(diào)制裕度(記為ΔId)來表示整流系統(tǒng)穩(wěn)定運行可輸送最大功率對應(yīng)的電流值(標(biāo)幺值)與額定電流的差值。由于對應(yīng)于較大αN值時的直流電流的調(diào)整裕度大于對應(yīng)于較小αN值的電流調(diào)整裕度,因此取αN=20°,研究整流側(cè)短路比與調(diào)制電流最大值Idm之間的關(guān)系,見表1。

表1 整流側(cè)短路比與調(diào)制電流最大值的關(guān)系Table 1 Relationship between SCR and maximum modulation current at rectifier side

從而可得電流調(diào)制裕度與整流側(cè)短路比的關(guān)系見附錄B。為保證實際運行中,長期運行系統(tǒng)的直流輸電能力可有10%的有功功率提升空間,整流側(cè)輸送功率極限與送端系統(tǒng)短路比的關(guān)系需滿足:

Pdm(RSCR)≥1.1PdN

(15)

對于典型系統(tǒng),能夠保證10%功率提升能力的送端系統(tǒng)的最小短路比在1.6左右。

3 參數(shù)對輸送功率與短路比關(guān)系的影響

從送端系統(tǒng)定電流控制的運行特性方程(式(3)至式(12))分析得出,與送端系統(tǒng)有關(guān)的幾個主要參數(shù)分別是整流側(cè)等效阻抗角θ、常數(shù)C和額定延遲觸發(fā)角αN。

3.1 單個參數(shù)變化

通過分析比較θ,C,αN分別變化時[10],對整流站電流調(diào)制裕度與短路比關(guān)系的改變,來說明系統(tǒng)參數(shù)對整流側(cè)輸送功率與短路比關(guān)系的影響,具體關(guān)系見附錄C。根據(jù)實際情況,以整流側(cè)阻抗角在典型值84°附近變化為例,得到如下結(jié)果。

1)在不同的等值阻抗角θ下,如果需要較大的電流調(diào)制裕度,則要求整流側(cè)有較大的短路比。當(dāng)電流調(diào)制量相同時,如果增大等值阻抗角θ,即減小了交流系統(tǒng)消耗的等效有功功率,增加了發(fā)出的無功功率,此時需要的短路比會減小。

2)整流站設(shè)備參數(shù)C較小時,增大電流調(diào)制裕度對送端系統(tǒng)具有較大短路比的要求比參數(shù)C比較大時更加強烈。所以,想要輸送更多的功率,使整流站設(shè)備參數(shù)C越大越好,也就是說換流變壓器的額定容量越大、等效電抗越小越好。

3)不同的額定延遲觸發(fā)角αN對ΔId與短路比變化趨勢的影響很小。如果增大額定延遲觸發(fā)角αN,對于控制相同的ΔId,所需要的送端系統(tǒng)短路比較小,其原因之一是換相角達(dá)到限制值的裕度變大了。所以在條件允許的情況下,保證較大的額定延遲觸發(fā)角αN就能夠輸送更多的功率。

3.2 參數(shù)之間的相互影響

由上文可知,與送端系統(tǒng)有關(guān)的幾個主要參數(shù)中,整流站設(shè)備參數(shù)C對ΔId與短路比的關(guān)系的影響最大。下面主要分析參數(shù)C分別與系統(tǒng)等值阻抗角θ和額定延遲觸發(fā)角αN在變化過程中對系統(tǒng)短路比與ΔId關(guān)系的影響，如附錄D所示,可得結(jié)論如下。

1)如果技術(shù)水平能夠使得參數(shù)C在2.0～2.2之間,此時提升系統(tǒng)等值阻抗角θ所能輸送的功率要大于增大系統(tǒng)參數(shù)C所能輸送的功率。表2中列出的是當(dāng)ΔId為1.12時,參數(shù)C和θ對系統(tǒng)短路比的影響情況。

表2 參數(shù)C和θ與系統(tǒng)短路比的關(guān)系Table 2 Relationship between C, θ and SCR

2)如果技術(shù)條件能夠使得參數(shù)C在2.0～2.2之間,電流調(diào)制裕度不超過0.22左右,為了傳輸較大的功率,此時選擇提高額定延遲觸發(fā)角αN要優(yōu)于選擇增大系統(tǒng)參數(shù)C。

上述結(jié)論與1.3節(jié)中確定送端系統(tǒng)參數(shù)(等值阻抗角θ、參數(shù)C)后,得到的運行特性曲線中αN變量的變化情況相同(見附錄A),驗證了分析和研究輸送功率極限方法的正確性。

綜上所述,為了使電流調(diào)制裕度較大,提高送端系統(tǒng)的輸送功率極限,應(yīng)提高整流站的設(shè)備參數(shù)C,即提高和改善換流變壓器參數(shù),其次是保證較大的額定延遲觸發(fā)角αN和送端交流系統(tǒng)等值阻抗角θ。

4 結(jié)語

本文通過分析直流輸電系統(tǒng)整流站的控制方式和簡化模型,建立了整流側(cè)運行特性方程,得到狀態(tài)變量U，Qd，Pd隨Id的變化規(guī)律曲線,分析了直流輸電系統(tǒng)整流側(cè)的運行特點。

本文發(fā)現(xiàn)在定電流控制時,只要送端交流系統(tǒng)強度不過小(小于1),整流側(cè)在額定運行點總是穩(wěn)定的,但是受限于實際工程中對換流站換相角的要求,整流側(cè)的輸送功率能力不能無限提升。針對這一問題,通過整流站的電流調(diào)制裕度來反映送端系統(tǒng)輸送功率極限,并且指出為了保證系統(tǒng)長期運行時10%的直流功率提升空間,需要送端系統(tǒng)滿足相應(yīng)的最小短路比要求。進(jìn)而,分析比較了系統(tǒng)參數(shù)(整流站設(shè)備參數(shù)C、整流側(cè)等效阻抗角θ和額定延遲觸發(fā)角αN)的改變對不同電流調(diào)制裕度下交流系統(tǒng)強度要求的影響,指出換流變壓器參數(shù)的選取對送端系統(tǒng)輸送功率極限有較大的影響。

本文的研究成果對交直流送端系統(tǒng)運行狀態(tài)的研究以及交直流系統(tǒng)規(guī)劃階段確定其額定運行功率的大小有指導(dǎo)意義。在本文理論研究的基礎(chǔ)上,可基于實際工程設(shè)備運行參數(shù)和調(diào)度控制的要求,指出直流系統(tǒng)所能接入的送端交流系統(tǒng)強度的大小,從而確定交直流送端系統(tǒng)的輸送功率極限。更進(jìn)一步,未來需要分析多送出交直流系統(tǒng)運行特性,考慮多直流系統(tǒng)間的相互影響,給出更全面和具體的輸送功率極限參考指標(biāo)。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

[1] 郭小江,卜廣全,馬世英,等.西南水電送華東多送出多饋入直流系統(tǒng)穩(wěn)定控制策略[J].電網(wǎng)技術(shù),2009,33(2):56-61.

GUO Xiaojiang, BU Guangquan, MA Shiying, et al. System stability control strategy for multi-send & multi-infeed HVDC project from southwest hydropower stations to east China power grid[J]. Power System Technology, 2009, 33(2): 56-61.

[2] AN Ting, HAN Congda, WU Yanan, et al. HVDC grid test models for different application scenarios and load flow studies[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2017, 5(2): 262-274.

[3] 徐政.聯(lián)于弱交流系統(tǒng)的直流輸電特性研究之一——直流輸電的輸送能力[J].電網(wǎng)技術(shù),1997,21(1):12-16.

XU Zheng. Characteristics of HVDC connected to weak AC systems: Part one HVDC transmission capability[J]. Power System Technology, 1997, 21(1): 12-16.

[4] 趙畹君.高壓直流輸電工程技術(shù)[M].北京:中國電力出版社,2004:106-112.

[5] 李興源.高壓直流輸電系統(tǒng)的運行和控制[M].北京:科學(xué)出版社,1998:153-155.

[6] KUNDER P. Power system stability and control[M].北京:中國電力出版社,2002:351-354.

[7] 邵瑤,湯涌.多饋入交直流混合電力系統(tǒng)研究綜述[J].電網(wǎng)技術(shù),2009,33(17):24-30.

SHAO Yao, TANG Yong. Research survey on multi-infeed AC/DC hybrid power systems[J]. Power System Technology, 2009, 33(17): 24-30.

[8] CIGER Working Group B4.41. Systems with multiple DC infeed[R]. 2008.

[9] 洪潮,饒宏.多饋入直流系統(tǒng)的量化分析指標(biāo)及其應(yīng)用[J].南方電網(wǎng)技術(shù),2008,2(4):37-41.

HONG Chao, RAO Hong. The index parameters for analyzing multi-infeed HVDC systems and their applications[J]. Southern Power System Technology, 2008, 2(4): 37-41.

[10] DENIS L H A, ANDERSSON G. Impact of dynamic modeling on power system of HVDC system[J]. IEEE Trans on Power Delivery, 1998, 13(3): 1427-1437.

[11] DENIS L H A, ANDERSSON G. Power stability analysis of multi-infeed HVDC systems[J]. IEEE Trans on Power Delivery, 1998, 13(3): 923-931.

[12] 林偉芳,湯涌,卜廣全.多饋入交直流系統(tǒng)短路比的定義和應(yīng)用[J].中國電機工程學(xué)報,2008,28(31):1-8.

LIN Weifang, TANG Yong, BU Guangquan. Definition and application of short circuit ratio for multi-infeed AC/DC power systems[J]. Proceedings of the CSEE, 2008, 28(31): 1-8.

[13] 邱革非,束洪春,董俊,等.聯(lián)于弱交流系統(tǒng)的HVDC輸電系統(tǒng)輸電能力和電壓穩(wěn)定性的研究[J].昆明大學(xué)學(xué)報(理工版),2005,30(3):50-55.

QIU Gefei, SHU Hongchun, DONG Jun, et al. Analysis of power transmission capability and voltage stability of HVDC system connected to weak AC system[J]. Journal of Kunming University (Science and Technology), 2005, 30(3): 50-55.

[14] 汪娟娟,梁澤勇,李子林,等.高壓直流輸電系統(tǒng)低功率運行的無功控制策略[J].電力系統(tǒng)自動化,2017,41(6):154-158.DOI:10.7500/AEPS20160913005.

WANG Juanjuan, LIANG Zeyong, LI Zilin, et al. Reactive power control strategy for low power operation of HVDC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(6): 154-158. DOI: 10.7500/AEPS20160913005.

[15] HAMMAD A E, KVHN W. A computation algorithm for assessing voltage stability at AC/DC interconnections[J]. IEEE Trans on Power Systems, 1986, 1(1): 209-216.

[16] FRANKEN B. Analysis of HVDC converters connected to weak AC systems[J]. IEEE Trans on Power Systems, 1990, 5(1): 235-242.

[17] 王鵬飛,張英敏,李興源,等.基于無功有效短路比的交直流交互影響分析[J].電力系統(tǒng)保護與控制,2012,40(6):74-78.

WANG Pengfei, ZHANG Yingmin, LI Xingyuan, et al. Interaction analysis of AC/DC systems based on multi-infeed effective short circuit ratio[J]. Power System Protection and Control, 2012, 40(6): 74-78.

[18] LI Yong, LIU Fang, CAO Yijia. Sequential design and global optimization of local power system stabilizer and wide-area HVDC stabilizing controller[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2016, 4(2): 292-299.

[19] 戴熙杰.直流輸電基礎(chǔ)[M].北京:水利電力出版社,1990.

Effect of Sending-end System on Maximum Transmission Power of AC/DC System

LIXinwei1,LIUChongru1,HANYurong2,WANGLili1

(1. State Key Laboratory for Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources (North China Electric Power University), Beijing 102206, China; 2. State Grid Shandong Electric Power Company, Jinan 250012, China)

The operation characteristics of the high-voltage direct current (HVDC) rectifier connected to AC system with different strengths are analyzed, and the maximum transmission power of the rectifier under current control is pointed out. Through the analysis of the power curve and overlap angle curve, it is indicated that the rectifier side is always stable when the HVDC system is under the rated operating condition. However, the maximum transmission power of the rectifier is limited by the strength of the connecting AC system, under the restriction of overlap angle in the converter. The relationship between the current modulation margin and short circuit ratio (SCR) of the sending-end system is proposed. Also, the minimum SCR of the sending-end AC system is proposed which is necessary for the connecting rectifier to increase the maximum active power. Furthermore, the effect of parameters of the rectifier on the direct current modulation margin and the SCR of the sending-end AC system are discussed. The choice of the parameters of converter transformer (nominal capacity and equivalent reactance, etc) can largely affect the maximum transmission power under the same SCR.

sending-end system; maximum transmission power; current modulation margin; short circuit ratio

2016-12-16;

2017-05-04。

上網(wǎng)日期: 2017-06-27。

李欣蔚(1993—),女,碩士研究生,主要研究方向:交直流混合系統(tǒng)穩(wěn)定與控制。E-mail：461426782@qq.com

劉崇茹(1977—),女,通信作者,博士,教授,主要研究方向:交直流混合系統(tǒng)分析、仿真、運行與控制。E-mail: chongru.liu@ncepu.edu.cn

韓玉蓉(1991—),女,碩士,主要研究方向:交直流混合系統(tǒng)穩(wěn)定與控制。E-mail: hanyrong@163.com

(編輯 萬志超)

( continuedonpage141)( continuedfrompage105)