变耦电抗式可控串补(TCSCAC)的稳态分析和试验

王世蓉， 李民族， 王民慧， 王 武， 明德刚

(1.贵州理工学院，贵州 贵阳 550003； 2.贵州大学，贵州 贵阳 550025)

变耦电抗式可控串补(TCSCAC)的稳态分析和试验

王世蓉1， 李民族2， 王民慧2， 王 武2， 明德刚1

(1.贵州理工学院，贵州 贵阳 550003； 2.贵州大学，贵州 贵阳 550025)

为掌握了解TCSCAC的正常运行性能，必须对它进行稳态分析。提出了考虑电抗器漏抗后的变耦电抗装置的等效电抗公式，得出了理论电抗特性；以伊―冯500 kV输电系统为应用背景，进行单回输电的功率调节仿真分析，得出了输电系统状态参数及串补装置各组成设备的电流、电压及工作容量的变化规律，为TCSCAC的各组成设备的选择设计运行提供了依据。同时还进行了动态模拟试验，并对变耦电抗装置的实际电抗特性进行了测试，试验和测试结果表明，实际特性和理论分析特性基本一致。更确切地和TCSC从理论上进行了经济性能比较分析，其结果是TCSCAC所需主设备元件的最大工作容量要比TCSC大幅度降低。

TCSCAC； 变耦电抗装置； 线路功率调节； 稳态特性； 动模试验； 技术经济性

0 引 言

理论研究和实践应用已充分证明可控串补技术是调节潮流、提高电网输电能力和提升电网安全稳定水平的一种有效措施[1-5]。当前国内外研究重点和已投入运行的可控串补技术是TCSC[4，5]，其在国内的工程应用是采用固定串补和可控串补相结合的混合模式[4-6]。TCSC利用电容器的短时过载能力，只能短时有限提高线路传输能力，以及暂稳控制和阻尼功率振荡控制等[5，6]。若要在N-1运行状态下大幅提高单回线路传输功率并长期运行，TCSC组成设备的工作容量会成倍增加，使工程造价显著提高[7-9]。

变耦电抗式可控串补(TCSCAC —Thyristor Controlled Reactance Series Compensation by Adjustable Coupling)是高压和超高压输电线路的一种新型可控串补技术。它的调节原理经理论分析和基本试验证明可行，但具体应用于实际输电线路，进行大范围功率调节时，特别是单回线路大范围大幅度传输功率调节时，串补装置的各组成设备元件的电流、电压及工作容量的变化规律必须清楚，以便为串补装置各组成设备元件，特别是为(带耦)电抗器的运行设计提供依据。同时还需对TCSCAC和TCSC进行技术经济比较分析，以明确它的应用价值。

文献[8，9]已对TCSCAC用于线路功率调节过程中的电流、电压及工作容量变化特性作过分析，还对它和TCSC进行过技术经济比较，但存在下列局限性：

(1)变耦电抗装置的等效电抗公式推证时，忽略二带耦电抗器的一、二次绕组间的漏电抗，必然给分析带来误差；(2)单回线路功率调节仿真分析时，设定发电机电压UG和相角δG按一定规律变化再配合输电系统末端电压相角US、δS(定值)进行潮流计算而得，其设定的UG、δG的变化规律实际难以实现；(3)TCSCAC和TCSC所需电抗器和电容器最大工作容量的比较分析来自于实际计算结果，缺乏理论分析，因而缺乏一般性。

提出了考虑电抗器漏抗后的变耦电抗装置及两个带耦电抗器的等效电抗公式，分析了它们的电抗特性，将TCSCAC应用于伊—冯500 kV输电系统，考虑了带耦电抗器的实际漏抗值。当单回线传输功率在(1 000～2 000)MW大范围内线性递增调节时，TCSCAC按可实现的控制方法，调节可控容抗以保证静稳，采用牛顿—拉夫逊法进行潮流仿真分析，得出输电系统各状态参数及串补装置的组成元件——电容器、电抗器的工作参数的变化规律。并与动模试验结果相比较，无论装置电抗特性、线路功率调节特性、电容器及电抗器的工作电流、电压变化特性，理论分析和实验结果基本吻合。并从理论分析角度将TCSCAC和TCSC进行了技术经济比较，当单回线进行上述范围功率调节时，TCSCAC较之于TCSC，所需电容器电抗器的最大工作容量分别降低50%和75%左右。

1 变耦电抗装置电抗特性

1.1考虑漏抗后装置等效电抗公式

带有耦合线圈且具有气隙的铁芯电抗器称带耦电抗器(RCC，Reactor with Coupling coil)，在文献[8，9]中称为互感器BT1、BT2，本文中统称为带耦电抗器[10]RCC1、RCC2。它们按图1联结可构成可控的变耦电抗装置[9](TCRAC，Thyristor Controlled Reactance by Adjustable Coupling)。设XL1、XL2――RCC1、RCC2一次绕组自感抗；Xσ1、Xσ2分别为RCC1、RCC2一次绕组的漏抗，且设Xσ1=Xσ2。仿文献[11]分析，对文献[9]图2所示的等值结线分别建立回路电势方程及RCC1、RCC2一、二次绕组电势方程，并考虑RCC1、RCC2的一次绕组自感抗、一二次绕组间互感抗及各绕组漏抗间的关系[12]。当带耦电抗器RCC2的绕组是Y/Y0-6或Y/Y0-12联结时，仿文献[8]的推证化简可得考虑漏抗后的变耦电抗装置等效电抗公式：

(1)

图1 原理结线Fig.1 Principle diagram

(2)

(3)

设N=1，当K=-1～1时，据(1)式可得考虑漏抗后的变耦电抗装置电抗特性如图2所示。若忽略RCC的漏抗，据(2)和(3)可得二RCC的一次电抗特性如图3所示。

图2 变耦电抗装置电抗特性Fig.2 Reactance chararistic of TCRAC

图3 未考虑漏抗时RCC的一次电抗特性Fig.3 Reactance chararistic of RCC when leakage reasistance was not considered

由图3看出，当0

由图2所示的变耦电抗XR特性看出，若选取不同的离散K值，可实现XR的基本均匀分级。对于图5中的RCC2的三个二次调节绕组，确定不同的匝数比，XR可基本均匀分成20多级。

1.2装置等效电抗公式正确性的验证

设N=1，Xσ1=1.5Ω=0.091 7XL1，当K=-1、K=0、K=1时装置等效电抗分别为

jXR(-1)=j2XL1

jXR(0)=j(XL1+1.908Xσ1)≈jXL1+2Xσ1

jXR(1)=j(4-0.183 4)Xσ1≈j4Xσ1

注意到2Xσ1近似为一个带耦电抗器两侧绕组漏抗归算至一次侧的值，则4Xσ1为两个带耦电抗器绕组漏抗归算至一次侧之值的和。仿文献[9]分析，这三个特殊点的电抗值完全符合下列物理解释而证明公式(1)的正确性：(a)当K=-1(即RCC2为Y/Y0-6接，K=1)，实为二带耦电抗器的二次绕组开路，故装置等效电抗为它们一次绕组自感抗之和；(b)当K=0(即K2=0)，此时VT接法是，RCC1二次绕组短接，RCC2二次绕组开路，故装置等效电抗呈现为RCC2一次绕组自感抗XL2(XL2=XL1)和RCC1一、二次绕组短接漏抗之和；(c)当K=1，此时二个带耦电抗器相当于二次绕组短接的一个变压器，故装置等效电抗呈现为二个带耦电抗器一、二次绕组短接漏抗和。

2 变耦电抗式可控串补的功率调节分析

这种串补应用于伊一冯500 KV输电系统[13，14]中，该输电系统等值接线见图4，串补装置采用图5结线。其中TCSCAC用于大范围内传输功率调节且长期运行保证静稳，TCSC和TCSCAC两者配合用于暂稳控制和阻尼功率振荡。但本文图中的TCR暂不考虑，C1构成固定串补，C2和变耦电抗装置综合构成可控部份，VT装置的具体结线见文献[9]图4。取固定补偿度25%，XC1=26.7 Ω；可控补偿度为25%，设变耦电抗XR=XRmin～XRmax，考虑RCC1(RCC2)一、二次绕组短接漏抗XS=3 Ω后，XRmin=2XS=6Ω，XRmax=XC2=32.7 Ω。则可控部份容抗变化范围XTC=(XC2-XRmax)～(XC2-XRmin)=0～26.7 Ω。

图4 伊-冯输电系统等值接线Fig.4 Equivelent wiring diagram of Yimin-Fengtun transmission system

当含有可控串补装置的输电线路单回运行时，将输电系统送端的等值发电机电压UG和受端系统电压US保持一定值(UG=1.02,US=1.02,δS=0)，控制发电机G的有功PG在(1000～2 000)MW范围内按线性递增输出。将PG的全部增长范围分成N段(N为TCSCAC的变耦电抗XR的可调级数)，对于第i点PGi和第i+1点PG(i+1)间(i=1,2,…N)，可控变耦电抗就呈现第i级XRi，以保证静稳储备系数保持较高值。这种简单控制思想，既可由控制装置在线实现，也便于程序仿真。根据仿真分析，这种控制方式，在功率调节过程中，变耦电抗装置的组成设备承受工作电压低，工作容量小，只要可控补偿度足够大，上述要求传输功率范围的静稳储备系数都能满足要求。

图5 TCSC+TCSCAC串补装置结线Fig.5 Controlled series compensation device with TCSC+TCSCAC

仿真分析结果表明，在被控线路传输功率线性递增调节过程中，下列量都是单调增加或下降：输电系统首末二端的功率PG、QG、PS、QS(QS方向指向输电系统)及静稳储备系数KsmG、KsmS，首端发电机暂态电势及发电机电压相角δE、δG，线路电流I1及二RCC的二次绕组电流I2，电容器组C1+C2的电压UC及工作容量SC。若取基准值SB=1 000 MVA，UB=525 kV，则上述量的变化范围如表1所示。表1还示出了串补装置可控容抗XTC的变化。

从表1看出，PG递增调节过程中，发电机静稳储备系数KsmG满足要求，但PG增长接近2.0时，受端静稳储备系数KsmS<0.2。这是因为单回线补偿度50%时，线路等值阻抗还没达到固定补偿度为25%的双回线并联的阻抗值。

表1被控线路传输功率PG线性递增调节时，输电系统有关状态参数的变化范围

Tab.1 Changing range of state parameters related to transmission system when adjusting controlled line transmission powerPGlinearly and increasingly

PG/p．u．XTC/ΩQG/p．u．PS/p．u．QS/p．u．KsmGKsmS1．0→2．026．7→53．40．05→0．480．94→1．760．27→0．990．88→0．210．65→0．10E′q/p．u．δE/radδG/radUC/p．u．SC/p．u．I1/p．u．I2/p．u．1．03→1．10．60→1．050．48→0．810．21→0．440．21→0．880．98→2．00→4．54

图6 RCC一次电压变化特性Fig.6 Variation characteristics of RCC primary voltage

图7 RCC吸收无功变化特性Fig.7 Variation characteristics of RCC when absorbing reactive power

图8 变耦电抗XR的调节特性Fig.8 Regulation characteristics of TCRAC reactance XR

图9 调节参数X的对应特性Fig.9 Corresponding characteristics of regulating parameter X

除此以外，带耦电抗器RCC1和RCC2的一次绕组电压URC1、URC2及它们所消耗的无功功率(即工作容量)QRC1、QRC2的变化特性呈现了奇特现象，它们分别如图6、图7所示，变耦电抗XR的调节特性以及对应的调节参数K的特性分别如图8、图9所示。 当PG>1.5时，对应K>0(图9)，RCC1所消耗的无功QRC1<0(图7)，实为容性，这也和图3所示的RCC1的XR1电抗特性相对应。同样XR1、XR2在调节过程中的变化又导致了URC1、URC2的奇特变化。

必须指出，XR的调节是独立的，但它是按控制方法和PG变化对应的，最终又是通过调节参数K来实现的。整个调节控制过程中，PG、XR、UG、US都是独立的可实现的控制量。

3 变耦电抗式可控串补稳态特性试验

为了解掌握TCSCAC的实际特性，在清华大学国家重点实验室对它的基本特性进行了动模试验。

3.1变耦电抗装置的实际电抗测量

测量接线见图10，测量结果如表2所示，表中2级相当于K≈-0.9，21级相当于K≈0.8。

图10 变耦电抗测试结线Fig.10 Testing wiring diagram of thyristor controlled reactance

由表2实测值绘制A相电抗特性曲线如图11所示，将其与理论电抗特性(图2)相比较。可看出，二者变化规律基本相同，其差别主要是漏抗值，制造时未严格控制所致。

3.2升级调节试验

以无穷大系统通过双回线路向一恒定负荷(7.5 kW)供电，被控线路装有TCSCAC，调节装置变耦电抗可调节被控线路的电流和功率。

表2 动模试验时变耦电抗XR实测结果

图11 实测A相电抗特性曲线Fig.11 Measured curves of A pratical reactance

慢速升级调节时由程序控制每隔15 s升一级，从3级开始升至20级。调节过程中装置控制程序计算测试记录的被控线路有功功率的变化见文献[15,16]。随着调节级数的增加被控线路有功功率的变化显著，其绝对值由小变大符合理论分析。

快速升级调节时控制每隔40 ms升一级，从3级开始升至21级。调节过程中测试记录的被控线路电流i1(t)、带耦电抗器二次绕组电流i2(t)、带耦电抗器的一次绕阻电压uRC1(t)和uRC2(t)如图12～15所示。明显看出，随着时间t的增加(实为调节级数增加)，i1(t)、i2(t)的幅值单调增加，但增长速率大不一样，i1(t)的幅值由2A增长到4A，i2(t)的幅值由2.5A(因3级时K≠-1)增长到10A，其变化幅度和表1理论分析结果基本相同。uRC1(t)的幅值先减小到一定值后又小幅增加，后又减小到一定值，仔细观察uRC2(t)的幅值先增加再减少，这些试验特性和图6所示的理论分析曲线变化规律基本吻合，证明理论分析的正确性，不同点在于uRC(t)的试验波形的幅值变化幅度不如理论波形那样显著，这是因为试验是按双回进行。

图12 3→21级线路电流i1(t)Fig.12 3→21 step Line current i1(t)

图13 3→21级二次电流i2(t) Fig.13 3→21 step thyristor current i2(t)

图14 3→21级RCC1电压uRC1(t)Fig.14 3→21 step RCC1 voltage uRC1(t)

图15 3→21级RCC2电压 uRC2(t)Fig.15 3→21 step RCC2 voltage uRC2(t)

4 TCSCAC和TCSC技术经济比较分析

TCSCAC除分级调节外，和TCSC具有基本相同的技术性能，都能快速调节串补装置的等效容抗。但它们的构成调节原理不同，所需组成设备的最大工作容量不同，因而具有显著不同的经济性能。

若二串装置的最大补偿度均是固定补偿度的m倍(m>1.0)，据它们结线和简化条件有：

(4)

(5)

由(4)、(5)二式可得结论：无论线路最大传输功率设计为多大值，TCSCAC所需电容器的容量仅为TCSC电容器容量的m分之一或为TCR电抗器容量的(m-1)分之一。

建立SRmax的一般性计算公式是一个复杂问题。但对于本文传输功率调节范围可用下列方法估计：

设SRC1max、SRC2max是变耦电抗装置的二个带耦电抗器RCC1、RCC2的最大工作容量，即图7中的QRC1max、QRC2max，由图7可见，QRC1max出现在PG=1.0，QRC2max出现在PG=1.65，不同时出现。保守可取SRmax=SRC1max+SRC2max。

由图9和图3可见，相应于PG=1.0，K=-1.0，XR1=XL1；相应于PG=1.65，有K=0.16，XR2=0.82XL1。 而XL1=(XC2-XC1)/2，故有，

上述分析结果表明，当单回线传输功率PG在(1.0～2.0)P0范围内线性增加时，若串补容抗相应进行线性调节，采用TCSCAC所需电抗器的最大工作容量只是TCSC所需的TCR电抗器的最大工作容量的m分之一的41%左右。

对于本文应用的伊——冯输电系统，m=2，P0=1.0 p.u.。据上述分析结果计算，所得二种串补装置所需电容器、电抗器最大工作参数(忽略RCC的漏抗)如表3所示。

表3TCSCAC和TCSC所需电容器、电抗器最大工作参数比较表

Tab.3 Comparisons of maximum working parameters of capacitors and reactance needed by TCSCAC and TCSC

TCSCACTCSC电容器Ugmax/kV119119Igmax/kA223446Sgmax/MVar79451589RCC1或TCR电抗器Ugmax/kV143119Igmax/kA223/484223Sgmax/MVar507945电抗器RCC2Ugmax/kV21Igmax/kA223/484Sgmax/MVar115RCC1+RCC2Sgmax/MVar165

由表3看出，若不考虑RCC的漏抗，据理论分析计算结果，TCSCAC所需电容器的最大工作容量仅为TCSC的50%，所需电抗器的最大工作容量仅为TCSC的20%左右。考虑RCC的漏抗后，据功率调节计算结果(表1和图6、图7)，TCSCAC的电容器、RCC的Ugmax、Sgmax要偏高，但所需电容器、电抗器的最大工作容量和TCSC的比较结果和表3理论分析结果相差不很大。还必须说明，经过多次计算，TCSCAC所需晶闸管容量要比TCSC约高2.5～2.8倍，但晶闸管装置投资比例不高。

必须指出，TCSCAC的等效容抗受设计值限制，在线路功率调节范围内不是在任意状态都能实现有效“强补”及暂稳控制，若要靠本身提高暂稳控制能力，则必须增加电容器的设计容抗，就要降低其经济性。故TCSCAC和TCSC配合运行，技术经济性能更好，前者用于大范围内调节传输功率且长期运行保证静稳，两者配合用于暂稳控制和阻尼功率振荡。

5 结 论

变耦电抗式可控串补应用的稳态特性研究和试验结果表明：

(1)考虑漏抗后的装置可控电抗公式三个特殊点的电抗值符合物理解释，实际装置电抗的实测数据和公式计算结果变化规律基本吻合，证明了公式的正确性。

(2)TCSCAC应用于高压输电线路，可进行大范围功率调节。单回线路传输功率线性递增调节过程中TCSCAC按一定控制方法配合调节可保证静稳，串补装置各组成设备电压电流的变化规律的理论分析和试验结果基本吻合；

(3)忽略漏抗后，当0

(4)经济性能理论分析比较，若串补装置的最大补偿度是固定补偿度的m，无论线路最大传输功率设计为多大值，TCSCAC所需电容器的容量仅为TCSC电容器基波容量的m分之一；当单回线传输功率PG在(1.0～2.0)P0(P0=1.0 p.u.)范围内线性增加时，采用TCSCAC调节所需电抗器的最大工作容量只是TCSC所需的TCR电抗器的最大工作基波容量的m分之一的41%左右。但TCSCAC和TCSC配合运行，技术经济性能更好，前者用于大范围内传输功率调节且长期运行保证静稳，两者配合用于暂稳控制和阻尼功率振荡。

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Steady State Analysis and Experiments of Thyristor Controlled Reactance Series Compensation by Adjustable Coupling

WANG Shirong1, LI Minzu2, WANG Minhui2, WANG Wu2， MING Degang1

(1. Guizhou Institute of Technology，Guiyang 550003，China；2.Guizhou University，Guiyang 550025，China)

An analysis of steady-state of TCSCAC is necessary to grasp its working performance.Thus this paper proposes the equivalent reactance formula of adjustable coupling reactance devices with reactance leakage of reactors, figuring out the theoretic reactance characteristic. Based on Yimin-Fengtun 500 kV transmission system, simulations and analyses of single transmission line are conducted, and attain the state parameters of transmission system and the change law of the current,voltage and working capacity of the series compensation devices. This provides the basis for selecting, designing and running the TCSCAC device components. Besides, the research has made dynamic simulation tests and detected the practical reactance performances of adjustable coupling reactance devices. The results show that practical performance accords with that based on theoretical analysis. A more accurate theoretic analysis of its (TCSCAC) economic performance compared with TCSC is conducted. And the analysis result shows that the max capacity needed by TCSCAC’s main device components, is decreased significantly than that of TCSC.

TCSCAC; thyristor controlled reactance series compensation by adjustable coupling; line power regulation; steady state performance; dynamic simulation test; technical and economic performance

10.3969/j.ISSN.1007-2691.2017.05.08

TM761

A

1007-2691(2017)05-0054-08

2016-12-03.

国家自然科学基金资助项目 (50477056).

王世蓉(1978-)，女，副教授，主要研究方向为电力电子技术在电力系统和工业电网中的应用研究。