陳柏超 宋繼明 周 攀 倪向萍 張亞迪 袁佳歆

（1.武漢大學電氣工程學院 武漢 430072 2.國家電網(wǎng)公司交流建設(shè)分公司 北京 100140）

0 引言

電壓對電網(wǎng)的穩(wěn)定及設(shè)備的安全經(jīng)濟運行有重大影響，是衡量電能質(zhì)量的重要指標之一。變電站可通過在低壓側(cè)裝設(shè)晶閘管控制電抗器（TCR）型或磁閥式可控電抗器（MCR）型靜止無功補償器（SVC）無功補償設(shè)備來動態(tài)調(diào)節(jié)電壓[1,2]。TCR型SVC由于晶閘管等開關(guān)器件參數(shù)的限制，難以在較高電壓等級網(wǎng)絡(luò)應用和推廣。MCR型SVC具有可直接接入高壓系統(tǒng)、諧波小和損耗低等優(yōu)點[3]，能很好地滿足智能電網(wǎng)的發(fā)展需求，對于電壓質(zhì)量的提高和降低網(wǎng)損具有重要意義。

目前的變電站電壓無功綜合自動控制裝置主要是針對110kV及以下兩個電壓等級的變電站。通常以主變低壓側(cè)母線電壓和高壓側(cè)注入無功功率（或高壓側(cè)功率因數(shù)）作為調(diào)控考核的目標[4-6]。與110kV及以下的變電站情況不同，220kV變電站是高壓輸電網(wǎng)中的樞紐變電站，它一般有3個電壓等級，既向當?shù)氐呢摵晒╇?，同時又向下一電壓等級變電站供電。文獻[7]中指出，不少220kV變電站的電壓調(diào)控能力難以滿足負荷波動需求，缺乏感性補償，低壓側(cè)投入電容器單組容量較大，引起 10kV母線電壓升幅較大，也容易造成中壓側(cè)電壓偏高，這是沒有較為清晰地考慮電壓與無功功率之間的互動關(guān)系[8,9]；文獻[7]提出了一種在低壓側(cè)接入直接式STATCOM 和并聯(lián)電容器組組合成的離散與連續(xù)綜合補償配置方案，雖然該方法可以通過低壓側(cè)無功容量的精細調(diào)節(jié)來解決低壓側(cè)電壓波動和改善高壓側(cè)功率因數(shù)，但沒考慮中壓側(cè)的負荷波動和投入無功補償裝置后對中壓側(cè)電壓的影響。文獻[10]提出一種電壓無功綜合控制策略，在電壓無功控制過程中以中壓側(cè)的電壓為主控目標，同時兼顧高壓側(cè)的電壓水平，采取在中壓側(cè)接入連續(xù)可調(diào)的感性無功補償裝置和并聯(lián)幾組電容器的方式，能夠有效解決中壓側(cè)負荷波動引起的電壓波動。但現(xiàn)在不少220kV變電站的中低壓側(cè)負荷波動并不一致，例如由于夜間電費便宜，10kV普通工業(yè)負荷增大，110kV鐵路負荷減少，就會引起的中壓側(cè)電壓偏高而低壓側(cè)電壓偏低的情況，這時如果僅在一側(cè)安裝無功補償裝置會無法同時滿足兩側(cè)電壓需求，而如果在兩側(cè)都裝無功補償裝置，如何進行協(xié)同控制和容量選擇是問題的關(guān)鍵。

綜合以上因素，針對220kV三繞組降壓變電站，本文提出一種基于磁控電抗器和MSVC的變電站多電壓等級無功電壓綜合控制方法，在中壓側(cè)接入MCR，在低壓側(cè)接入MSVC無功補償裝置，考慮變電站中、低壓側(cè)之間的相互影響，通過推導出的中低壓側(cè)無功補償容量與中低壓側(cè)電壓偏移的關(guān)系來指導中低壓側(cè)所接無功補償容量的協(xié)調(diào)控制，并結(jié)合高壓側(cè)有載調(diào)壓分接頭的作用，實現(xiàn)變電站三側(cè)電壓的合格以及總體無功的平衡。

1 三繞組變壓器多側(cè)協(xié)調(diào)控制原理

三電壓等級的變電站可以簡化為如圖1所示的等效電路[11]。Us、Xs為變電站接入系統(tǒng)的等值電壓和等值電抗；X1、X2、X3為等值轉(zhuǎn)換到高壓側(cè)的變壓器阻抗參數(shù)；k1、k2為變壓器高壓側(cè)對中壓側(cè)、高壓側(cè)對低壓側(cè)的電壓比；QL2為中壓側(cè)磁控電抗器的補償容量；QL3、QC3為低壓側(cè)磁控電抗器和電容器組的補償容量；P2+jQ2、P3+jQ3為中壓側(cè)和低壓側(cè)的負荷功率。當改變OLTC分接頭和投切無功補償裝置時，系統(tǒng)電壓Us保持不變。負荷取恒阻抗模型。

圖1 三電壓等級變電站等效電路Fig.1 Equivalent circuit of three voltage level substation

為了分析中、低壓兩側(cè)的無功補償裝置對變電站三側(cè)母線電壓的影響，做以下簡化：①考慮到變壓器上的功率損耗相對于其傳輸容量而言是非常小的，可忽略不計；②用線路的額定電壓代替實際運行電壓來近似計算電壓降落；③忽略電壓降落的橫分量。以下的參數(shù)均為折算到高壓側(cè)的等效值。

以中壓側(cè)母線電壓為例，分析補償裝置投入前后的影響。當中、低壓側(cè)均未投無功補償裝置時，有

中壓側(cè)磁控電抗器的無功補償容量設(shè)為QL2，低壓側(cè)磁控電抗器和并聯(lián)電容器組的無功補償容量設(shè)為QL3、QC3。無功補償裝置投入后，中、低壓側(cè)母線電壓設(shè)為、，對應的負載功率變?yōu)椤?/p>

聯(lián)合式（1）和式（3），并整理得

同理，可以分析出高壓側(cè)以及低壓側(cè)母線電壓的變化情況。各側(cè)電壓的變化量與補償容量之間的關(guān)系為

參數(shù)a～f均與系統(tǒng)參數(shù)及負荷狀態(tài)有關(guān)。

為了簡單地看出各側(cè)電壓變化與無功補償容量的大致關(guān)系，進行進一步簡化處理：忽略變壓器勵磁支路中的電阻值；因為各個參數(shù)均為折算到高壓側(cè)的等效值，可得

聯(lián)合式（5）和式（6），并整理得

其中，Q中=QL2，Q低=QL3?QC3。

從式（7）可以看出，在低壓側(cè)進行無功補償時對低壓側(cè)電壓影響大于對中壓側(cè)電壓的影響；在中壓側(cè)進行無功補償時對中壓側(cè)電壓影響大于對低壓側(cè)電壓的影響。

由式（7）可以進一步推導出中低壓側(cè)無功補償容量與中低壓側(cè)電壓偏移的關(guān)系

2 控制目標及數(shù)學模型

220kV變電站中三繞組變壓器的可調(diào)分接頭均在高壓側(cè)，磁控電抗器裝在中壓側(cè)，MSVC裝在低壓側(cè)。通過調(diào)節(jié)這些可控設(shè)備，其控制目標是保證高、中、低壓側(cè)電壓合格，無功基本平衡，盡量減少分接頭調(diào)節(jié)次數(shù)及電容器投切次數(shù)[12,13]。

通過調(diào)節(jié)可控電抗器、MSVC的無功補償容量以及有載調(diào)壓變壓器分接頭的檔位，即可達到以下控制目標：

（1）U1min＜U1＜U1max，U2min＜U2＜U2max，U3min＜U3＜U3max，即變電站高、中、低三側(cè)母線電壓均在允許的波動范圍內(nèi)。

（2）cosφmin＜cosφ＜cosφmax，要求負荷最小時不應向系統(tǒng)倒送無功功率，理論上功率因數(shù)最高為1，但實際運行中往往略低一些。

（3）在提高三側(cè)母線電壓合格率、優(yōu)化無功補償效果的情況下，盡可能地減少變壓器分接頭的日調(diào)節(jié)次數(shù)和電容器組的日投切次數(shù)。

因此變電站電壓無功控制是個多限值（分接頭和電容器日調(diào)節(jié)次數(shù)、電壓、功率因數(shù)、其他要求）多目標（電壓合格率、功率因數(shù)最高）的最優(yōu)控制數(shù)學模型。實際中可根據(jù)需要采用綜合多目標函數(shù)。一般把狀態(tài)變量寫成罰函數(shù)的形式，電壓V罰函數(shù)可寫成；功率因數(shù)罰函數(shù)可以寫成Fcosφ=(cosφ? c osφset)2。因此，考慮變電站高、中、低三側(cè)的電壓質(zhì)量以及高壓側(cè)功率因數(shù)的綜合控制函數(shù)模型可定為如下的形式

式中，i=1,2,3分別表示變電站的高、中、低壓側(cè)；Vi、Viset、Vin分別表示變電站各側(cè)的實際運行電壓、設(shè)定的目標電壓值以及相應的額定電壓；cosφ為高壓側(cè)的實際功率因數(shù)，cosφset為功率因數(shù)設(shè)定的目標值；λi（i=1～3）表示高、中、低壓側(cè)的電壓罰系數(shù)，λ4表示功率因數(shù)的罰系數(shù)。各側(cè)母線目標電壓值Viset、功率因數(shù)設(shè)定的目標值cosφset可隨運行條件的改變而改變，以滿足不同運行工況的需求。

變量約束條件為

式中，QC表示電容器投入的補償容量；QMCRi（i=2,3）表示中壓側(cè)和低壓側(cè)磁控電抗器的補償容量；∑T表示一天內(nèi)變壓器有載調(diào)壓抽頭的動作次數(shù)，∑NC表示電容器的投切次數(shù)，均應不超過限定值。

3 電壓無功控制策略

要實現(xiàn)220kV樞紐變電站多電壓等級無功電壓的綜合控制，需要在不同的運行條件下，根據(jù)當?shù)仉妷汉蜔o功的變化情況，調(diào)節(jié)無功補償容量以及變壓器分接頭。

高壓側(cè)系統(tǒng)短路容量較大，負荷變化時母線電壓波動較小，電壓無功綜合控制過程中220kV母線電壓以 220～231kV為合格范圍，即將電壓正偏差限制在5%以內(nèi)。

中壓側(cè)和低壓側(cè)電壓采用分時控制，即根據(jù)樞紐變電站的典型負荷曲線，劃分高峰與低谷時段，分別采取不同的電壓控制范圍。根據(jù)樞紐變電站對電壓質(zhì)量的嚴格要求，采取逆調(diào)壓的控制方式，即峰時段時使母線電壓較高；谷時段時使母線電壓較低。

根據(jù)運行的經(jīng)驗數(shù)據(jù)以及文獻[14]，將110kV側(cè)可初步劃分20:00～06:00和06:00～20:00兩個時段，分別為輕載和重載情況，母線電壓分別控制在110～115kV和112～118kV；10kV側(cè)母線電壓劃分22:00～08:00和 08:00～22:00兩個時段，分別控制在 10～10.5kV和 10.2～10.8kV?？紤]到 110kV側(cè)和 10kV側(cè)所帶的負載性質(zhì)不同，相應的重載和輕載時段的劃分略有不同。

圖2 電壓分時段控制效果示意圖Fig.2 Schematic diagram of time-segmented voltage control

根據(jù)《國家電網(wǎng)公司電力系統(tǒng)電壓質(zhì)量和無功電力管理規(guī)定》中規(guī)定：35～220kV變電站在主變最大負荷時，其一次側(cè)功率因數(shù)應不低于0.95；在低谷負荷時功率因數(shù)應不高于0.95，且應不低于0.92。由于系統(tǒng)電壓允許在一定的范圍內(nèi)波動，在變電站正常運行時首先保證電壓合格，再調(diào)節(jié)無功功率。當電壓在允許工作范圍之內(nèi)時，控制系統(tǒng)以高壓側(cè)的功率因數(shù)為主要控制目標；當電壓超出允許工作范圍時，控制系統(tǒng)就以電壓為主要控制目標。這樣可以首先保證電壓合格，在此基礎(chǔ)上盡量保證線路的功率因數(shù)在要求范圍內(nèi)，實現(xiàn)無功功率的就地平衡。

4 仿真研究

4.1 運行工況

某實際變電站有 2臺 120MV·A主變壓器，三側(cè)分接頭為220±8×1.25%/121/10.5kV，220kV側(cè)有4回出線，充電功率21.1Mvar；110kV側(cè)有7回出線，充電功率3.2Mvar；10kV側(cè)裝有 4×8Mvar合計32Mvar補償電容器組。

該變電站無功電壓監(jiān)測與考核系統(tǒng)的統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，該變電站220kV和110kV側(cè)電壓長期處于偏高狀態(tài)。有時主變壓器有載調(diào)壓開關(guān)調(diào)至第 I檔后110kV母線電壓仍然偏高，而 10kV母線電壓卻偏低。由于該變電站 10kV電容器組單組容量較大，當電容器組投入時，容易造成110kV母線電壓越上限，甚至無功倒送至220kV主網(wǎng)。如果不投運補償電容器組，則 10kV電壓越下限運行，使用戶端電壓偏低，無功電壓調(diào)節(jié)困難。

為解決該220kV變電站110kV側(cè)電壓偏高的現(xiàn)象，考慮在110kV側(cè)增設(shè)直掛式新一代高性能可控電抗器。為避免電容器組的頻繁投切，增設(shè)10kV并聯(lián)可控電抗器，實現(xiàn)無功功率的動態(tài)連續(xù)調(diào)節(jié)和電壓控制。110kV側(cè)MCR容量定為25Mvar，補償容量范圍為0～25Mvar，10kV側(cè)MCR容量定為8Mvar，MCR與電容器組組成的MSVC補償容量范圍為?32～8Mvar。

針對該變電站的控制框圖如圖3所示。對于控制框圖中有電壓越限的情況，可能是低壓側(cè)越下限而中壓側(cè)電壓合格，這時需要在低壓側(cè)進行容性無功補償提升低壓側(cè)電壓，由式（7）可知這會使中壓側(cè)電壓有所上升，如果中壓側(cè)電壓距離中壓側(cè)電壓上限有較大裕量，中壓側(cè)可以不投入無功補償裝置，根據(jù)式（7）算出低壓側(cè)所需的大致容量并投入；如果中壓側(cè)電壓距離上限很接近，這時就要限制中壓側(cè)電壓的偏移量，選擇合適的中低壓側(cè)電壓偏移量并由式（8）計算出所需的MSVC和MCR容量并投入。對于中壓側(cè)電壓越上限而低壓側(cè)電壓合格的情況分析與低壓側(cè)越下限而中壓側(cè)電壓合格類似。對于中壓側(cè)越上限而低壓側(cè)越下限的情況根據(jù)式（8）計算出所需的MSVC和MCR容量并投入。在每次采取調(diào)壓措施之后都得檢測中、低壓側(cè)電壓是否合格。在中低壓側(cè)電壓都合格時，檢測高壓側(cè)功率因數(shù)，當中低壓側(cè)均輕載時，功率因數(shù)應該為0.92～0.95；當不是這種情況時，功率因數(shù)應該大于0.92；根據(jù)該變電站的實際運行情況，中低壓側(cè)沒有同時滿載的情況，即不需要功率因數(shù)不小于0.95。如果不合格按框圖中方法進行，在兩種措施都可行時，優(yōu)先選擇降低無功補償裝置容量的措施，這可減少投入無功補償?shù)娜萘俊?/p>

圖3 兩側(cè)電壓控制框圖Fig.3 Two sides voltage control block diagram

4.2 仿真分析

為驗證中壓側(cè)MCR與低壓側(cè)MSVC配合作用對變電站電壓無功綜合控制的有效性，建立了包含兩臺主變并且中壓側(cè)配置磁控電抗器、低壓側(cè)配置MSVC的變電站Matlab/Simulink仿真模型，仿真模型如圖4所示，仿真過程中通過負荷的變化以及無功負荷的投切來模擬公共連接點電壓的波動現(xiàn)象，就中低壓兩側(cè)均重載、均輕載、中壓側(cè)重載低壓側(cè)輕載、中壓側(cè)輕載低壓側(cè)重載四種典型負載情況，對配合補償前后三側(cè)的電壓變化及高壓側(cè)的無功平衡進行仿真分析。

圖4 兩側(cè)協(xié)調(diào)控制仿真模型圖Fig.4 Simulation model of coordinated control on both sides

4.2.1中、低壓側(cè)均重載時的仿真分析

某一時刻測得該變電站 10kV側(cè)帶 82.9%的額定負載，110kV側(cè)帶 91.2%的額定負載，并且投入了一組8Mvar補償電容器組，變壓器高壓側(cè)有載調(diào)壓開關(guān)調(diào)至了第 4檔，三側(cè)電壓分別為225.8kV、117.8kV、10.16kV。根據(jù)變壓器重載時段的電壓允許范圍，此時高、中壓側(cè)的電壓合格，低壓側(cè)的電壓越下限。

若對變壓器各側(cè)單獨調(diào)節(jié)，低壓側(cè)電壓越下限，所以應該在低壓側(cè)另投一組電容器組和MCR，僅在低壓側(cè)投入MSVC時，10kV側(cè)電壓和110kV側(cè)電壓與投入無功補償容量的關(guān)系如圖5所示。下圖中MSVC的容量是在原來已經(jīng)投了8Mvar的容性無功之外另外投的，由圖5可以看出，將低壓側(cè)電壓補償至合格范圍，但中壓側(cè)電壓會越上限，不能同時滿足三側(cè)電壓的合格。因此，必須在中壓側(cè)裝設(shè)MCR進行感性無功補償?shù)窒蛪簜?cè) MSVC進行容性無功補償帶來的110kV側(cè)的電壓升高。

圖5 10kV側(cè)投MSVC時兩側(cè)電壓變化關(guān)系Fig.5 Relationship between changes of voltage on 10kV side of the cast MSVC

兩側(cè)均重載情況下的仿真分析結(jié)果見表 1，只在低壓側(cè)控制時，10kV側(cè)所投總電容器組容量為16Mvar，同時該側(cè)MCR的無功出力為6.03Mvar；三側(cè)母線電壓可分別補償至 226.3kV、118.2kV、10.21kV，此時低壓側(cè)合格，中壓側(cè)越上限；當中低側(cè)協(xié)調(diào)控制時，110kV側(cè)MCR輸出容量調(diào)至14Mvar，10kV側(cè)增投容量為24Mvar電容器組，同時低壓側(cè)MCR出力調(diào)至 2.22Mvar，三側(cè)母線電壓可分別補償至 225.7kV、117.5kV、10.23kV。通過兩側(cè)無功補償裝置的配合控制，可以實現(xiàn)三側(cè)電壓的合格。

表1 兩側(cè)均重載情況下的仿真分析結(jié)果Tab.1 Simulation results under heavy load

應該說明的是，并不是中低壓兩側(cè)均重載，就一定要低壓側(cè)MSVC和中壓側(cè)MCR都運行。根據(jù)中低壓側(cè)所帶重載的負載率不同，低壓側(cè)電壓越下限的程度不一樣，中壓側(cè)電壓距離上限的裕度不一樣，也可能只需在低壓側(cè)投入MSVC就可以補償?shù)蛪簜?cè)電壓到合格范圍，而中壓側(cè)電壓仍沒有越上限，此時中壓側(cè)MCR不需要進行無功補償。本文上面所舉中低壓兩側(cè)均重載的例子中，必須中壓側(cè) MCR和低壓側(cè) MSVC協(xié)調(diào)運行的情況也存在，后面所舉情況也有可能只需一側(cè)進行無功補償，理由與此類似。

4.2.2中、低壓側(cè)均輕載時的綜合控制

某一時刻測得該變電站110kV側(cè)帶35%的額定負載；10kV側(cè)帶 24.8%額定負載，中低壓兩側(cè)均處于輕載狀態(tài)，投入了一組8Mvar并聯(lián)電容器組，主變高壓側(cè)檔位調(diào)至了第三檔，三側(cè)電壓分別為229.5kV、115.9kV和 10.03kV，低壓側(cè)滿足逆調(diào)壓的電壓要求，而中壓側(cè)電壓越上限。

若對變壓器各側(cè)單獨調(diào)節(jié)，中壓側(cè)電壓越上限，所以在中壓側(cè)投入MCR運行，10kV側(cè)電壓和110kV側(cè)電壓與投入無功補償容量的關(guān)系如圖6所示。從圖6中可以看出，要將中壓側(cè)電壓補償?shù)胶细穹秶?，至少要補償?shù)母行詿o功容量大于3.2Mvar，但低壓側(cè)電壓會越下限，因此，必須在低壓側(cè)裝設(shè)MSVC進行容性無功補償?shù)窒袎簜?cè) MCR進行感性無功補償帶來的10kV側(cè)的電壓降低。

圖6 110kV側(cè)投MCR時兩側(cè)電壓變化關(guān)系Fig.6 Relationship between changes of voltage on 110kV side of the cast MCR

兩側(cè)均輕載情況下的仿真分析結(jié)果見表 2。只在中壓側(cè)進行控制，110kV側(cè) MCR投入 3.5Mvar無功容量時，三側(cè)母線電壓可分別補償至229kV、114.8kV、9.976kV；中低壓側(cè)配合控制時，110kV側(cè)投入 15.6Mvar的MCR，同時 10kV側(cè)另投入兩組并聯(lián)補償電容器組，MCR補償容量為6.72Mvar，補償之后三側(cè)電壓分別降為229.1kV、114.9kV、10.02kV，此時高壓側(cè)功率因數(shù)為0.954 4，三側(cè)電壓和功率因數(shù)都在允許范圍內(nèi)。

表2 兩側(cè)均輕載情況下的仿真分析結(jié)果Tab.2 Simulation results under light load

4.2.3中壓側(cè)輕載、低壓側(cè)重載的仿真分析

某一時刻測得該變電站中壓側(cè)帶 27.5%的額定負載，處于輕載狀態(tài)；低壓側(cè)帶 79.9%額定負載，投入了一組電容器組，處于重載狀態(tài)，變壓器有載調(diào)壓分接頭接在第四檔。三側(cè)母線電壓分別為228.4kV、115.4kV、9.993kV，中壓側(cè)電壓越上限而低壓的電壓越下限。顯然此時僅靠低壓側(cè)單獨投入MSVC或中壓側(cè)單獨投入 MCR均無法同時滿足中低壓兩側(cè)的電壓要求。

中壓輕載、低壓重載情況下的仿真分析結(jié)果見表3。在中壓側(cè)投入MCR吸收過剩的容性無功，而低壓側(cè)投入MSVC補充容性無功，補償后中壓側(cè)電壓變?yōu)?14.9kV，低壓側(cè)電壓變?yōu)?0.24kV，均在要求范圍內(nèi)。

表3 中壓輕載、低壓重載情況下的仿真分析結(jié)果Tab.3 Simulation results with medium-voltage side light load and low-voltage side heavy load

4.2.4中壓側(cè)重載、低壓側(cè)輕載的仿真分析

某一時刻測得該變電站中壓側(cè)帶 90.4%額定負載，處于重載狀態(tài)；低壓側(cè)帶 16.6%額定負載，處于輕載狀態(tài)；有載調(diào)壓抽頭接第六檔。三側(cè)母線電壓分別為226.3kV、114.6kV、9.969kV，中壓側(cè)電壓合格而低壓側(cè)電壓越下限。在低壓側(cè)需投MSVC進行容性無功補償。

中壓重載、低壓輕載情況下的仿真分析結(jié)果見表 4，仿真分析表明，低壓側(cè)只需投入無功容量為15.7Mvar，就可以將低壓側(cè)電壓補償至 10.22kV，滿足輕載時的電壓范圍要求；中壓側(cè)電壓從原來的114.6kV上升至117.1kV，提高了中壓側(cè)的電壓水平。

表4 中壓重載、低壓輕載情況下的仿真分析結(jié)果Tab.4 Simulation results with medium-voltage side heavy load and low-voltage side light load

需要說明的是，該樞紐變電站中兩臺主變壓器的電壓比均為220±8×1.25%/121/10.5kV，且由于降壓變壓器結(jié)構(gòu)的影響，中壓側(cè)的阻抗參數(shù)遠小于低壓側(cè)，這使得實際運行中中壓側(cè)母線電壓標幺值較之低壓母線電壓標幺值一般都要大。當中壓側(cè)重載而低壓側(cè)輕載時，逆調(diào)壓要求中壓側(cè)電壓較高而低壓側(cè)電壓較低，故這種負荷情況下只需在低壓側(cè)投入MSVC進行容性無功補償就能較易實現(xiàn)兩側(cè)電壓同時合格。

以上的仿真結(jié)果表明，在各種不同的運行方式下，110kV側(cè)MCR與10kV側(cè)MSVC相互協(xié)調(diào)，通過配合補償均可有效改善三側(cè)母線電壓水平，滿足樞紐變電站的電壓質(zhì)量要求。

5 結(jié)論

本文提出的基于MSVC的變電站多電壓等級無功電壓多目標綜合控制方法，考慮變壓器各側(cè)之間的相互影響，通過中、低壓側(cè)無功補償裝置的配合作用，可在各種不同的運行方式下實現(xiàn)三側(cè)電壓合格以及總體無功的基本平衡。搭建了某實際變電站的仿真模型，通過仿真說明了在中壓側(cè)電壓越上限而低壓側(cè)合格但距低壓側(cè)下限很近，低壓側(cè)越下限而中壓側(cè)合格但距中壓側(cè)上限很近，低壓側(cè)越下限而中壓側(cè)越上限等幾種情況下必須使用兩側(cè)無功補償裝置協(xié)調(diào)作用的必要性。同時可減少變壓器分接頭動作次數(shù)以及電容器組的投切次數(shù)。

[1] 呂志鵬,羅安,帥智康,等.變電站無功電壓協(xié)同優(yōu)化及復合控制系統(tǒng)研究[J].中國電機工程學報,2009,29(34):50-56.

Lü Zhipeng,Luo An,Shuai Zhikang,et al.Reactive power and voltage optimized composite control for power substation[J].Proceedings of the Chinese Society of Electrical Engineering,2009,29(34):50-56.

[2] 張宇,陳喬夫,程路,等.基于磁通補償?shù)母邏捍笕萘靠煽仉娍蛊鱗J].電工技術(shù)學報,2009(3):93-98.

Zhang Yu,Chen Qiaofu,Cheng Lu,et al.Based on magnetic-flux controllable reactor of high voltage large capacity to compensate[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2009(3):93-98.

[3] Chen Baichao,Kokernak J M.Thyristor controlled two-stage magnetic-valve reactor for dynamic varcompensation in electric railway power supply systems[C].Proceedings of the IEEE 2000 Applied Power Electronics Conference,2000.

[4] Jin Xi,He Sheng,Gao Liang.Comprehensive voltage& reactive power control in substation based on adaptive computation of very-short-term forecast[C].Proceedings of POWERCON 2002:1990-1994.

[5] Danilo Hernane Spatti,Ivan Nunes da Silva,Wesley Fernando Usida,et al.Real-time voltage regulation in power distribution system using fuzzy control[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2010,25(2):1112-1123.

[6] Chen Huaizhong.Research and application in substation reactive power dynamic compensation based on fuzzy control[C].Sixth International Conference on Fuzzy Systems and Knowledge Discovery,FSKD’09,2009,4:140-144.

[7] 張勇軍,張豪,楊雄平.解決超調(diào)問題的220kV變電站無功配置方法[J].電網(wǎng)技術(shù),2012,36(9):193-197.

Zhang Yongjun,Zhang Hao,Yang Xiongping.A configuration method of reactive power compensation for 220kV substations to reduce voltage overshoot[J].Power System Technology,2012,36(9):193-197.

[8] Xu Zigang,Wang Fei.Research on fuzzy logic based dynamic boundary voltage and reactive power integrated control method[C].Control and Decision Conference,CCDC’09,2009:1645-1649.

[9] Li Peng,Xue Jinming,Li Yuwei,et al.Research on dynamic voltage and reactive power control system based on sixteen-area diagram control strategy[C].2012 IEEE International Conference on the Power System Technology(POWERCON),2012:1-6.

[10] Shi Huan,Sun Meng,Li Wenjie.Research of reactive power and voltage integrated control in substation based on new type SVC[C].2012 IEEE Power Engineering and Automation Conference(PEAM),2012:1-4.

[11] 陳剛,馬愛軍,張繼紅,等.AVC分散控制模式下的變電站電壓無功綜合控制研究[J].電網(wǎng)技術(shù),2010,34(12):187-192.

Chen Gang,Ma Aijun,Zhang Jihong,et al.Voltage and reactive power control in substation under decentralized control mode of AVC[J].Power System Technology,2010,34(12):187-192.

[12] 郭慶來,孫宏斌,張伯明,等.自動電壓控制中連續(xù)變量與離散變量的協(xié)調(diào)方法[J].電力系統(tǒng)自動化,2008,32(8):39-42.

Guo Qinglai,Sun Hongbin,Zhang Boming,et al.Coordination of continuous variables and discrete variables in automatic voltage control[J].Automation of Electric Power System,2008,32(8):39-42.

[13] Abdel-Rahman M H,Youssef F M H,Saber A A.New static var compensator control strategy and coordination with under-load tap changer[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2006,21(3):1630-1635.

[14] Dai Jing,Wang Jun,et al.Reactive power-voltage integrated control method based on MCR[C].Proceedings of the Control Automation and Systems(ICCAS),2010:727-731.