李保宏 ，劉天琪 ，許韋華 ，李 強(qiáng)，李興源 ，張英敏

（1．四川大學(xué) 電氣信息學(xué)院，四川 成都 610065；2．國(guó)網(wǎng)智能電網(wǎng)研究院，北京 102209）

0 引言

黑啟動(dòng)是指整個(gè)系統(tǒng)因故障停運(yùn)后，不依賴于其他網(wǎng)絡(luò)的幫助，通過系統(tǒng)中具有自啟動(dòng)能力機(jī)組的啟動(dòng)，帶動(dòng)無自啟動(dòng)能力的機(jī)組逐漸擴(kuò)大系統(tǒng)恢復(fù)的范圍，最終實(shí)現(xiàn)整個(gè)系統(tǒng)的恢復(fù)［1-3］。傳統(tǒng)的電網(wǎng)黑啟動(dòng)方式，一般利用本地區(qū)具有自啟動(dòng)能力的燃油機(jī)組、水電機(jī)組作為黑啟動(dòng)電源，逐步啟動(dòng)其他大型常規(guī)發(fā)電機(jī)組，采用交流輸電方式帶動(dòng)電網(wǎng)恢復(fù)［4-7］，具有啟動(dòng)速度慢、輔機(jī)啟動(dòng)沖擊大等不足，影響黑啟動(dòng)過程中負(fù)荷的恢復(fù)速度。因此，在電網(wǎng)黑啟動(dòng)過程中采取新的方式、研究新的技術(shù)以更快速有效地實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)供電的恢復(fù)，作為常規(guī)黑啟動(dòng)方式的有效補(bǔ)充，對(duì)于應(yīng)對(duì)大停電事故、降低大停電帶來的經(jīng)濟(jì)損失具有十分重要的現(xiàn)實(shí)意義。

直流輸電具有輸送功率大、啟動(dòng)和調(diào)速快、可控性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)［8-9］，這在黑啟動(dòng)初期可以發(fā)揮較大的作用［10］。因此，研究電網(wǎng)黑啟動(dòng)過程中利用直流輸電的電網(wǎng)恢復(fù)技術(shù)，充分發(fā)揮常規(guī)直流輸電在輸送容量、調(diào)節(jié)速度等方面的優(yōu)勢(shì)，對(duì)加速大規(guī)模停電事故后受端電網(wǎng)負(fù)荷恢復(fù)、提高黑啟動(dòng)過程中電網(wǎng)穩(wěn)定性等將起到積極的作用。目前，對(duì)于常規(guī)直流參與黑啟動(dòng)的研究很少，僅文獻(xiàn)［10-11］以云廣、天廣直流為例對(duì)黑啟動(dòng)初期的基本條件、典型啟動(dòng)路徑等進(jìn)行了研究。針對(duì)實(shí)際情況，本文在假設(shè)江蘇電網(wǎng)全黑的情況下，研究利用龍政直流參與受端江蘇電網(wǎng)黑啟動(dòng)以加快直流受端系統(tǒng)恢復(fù)速度的技術(shù)要求。以宜興抽水蓄能水電站作為黑啟動(dòng)電源，從直流系統(tǒng)的控制模式、啟動(dòng)及解鎖方式、順序控制，以及交流系統(tǒng)的強(qiáng)度、無功協(xié)調(diào)配合、勵(lì)磁涌流抑制等方面進(jìn)行深入研究，明確了直流參與弱交流系統(tǒng)的技術(shù)要求。通過PSCAD模型驗(yàn)證了理論推導(dǎo)的正確性。

圖1 黑啟動(dòng)系統(tǒng)模型Fig.1 Black-start system model

1 黑啟動(dòng)模型搭建

圖1為在電磁暫態(tài)仿真軟件PSCAD中搭建的黑啟動(dòng)模型。模型主要由送端等值機(jī)、龍政直流、受端宜興抽水蓄能機(jī)組及負(fù)荷構(gòu)成。由于龍政直流的送端龍泉換流站和三峽左岸電站相聯(lián)，且本文以江蘇電網(wǎng)黑啟動(dòng)過程為研究重點(diǎn)，因此將送端機(jī)組簡(jiǎn)化為等值電壓源。龍政直流按照實(shí)際工程搭建模型，為雙極12脈波系統(tǒng)，額定電壓為±500 kV，額定電流為3000 A，額定功率為3000 MW。直流線路從三峽附近的龍泉換流站到江蘇常州的政平換流站，全長(zhǎng)860 km。宜興抽水蓄能機(jī)組由4臺(tái)水輪機(jī)構(gòu)成，均包含勵(lì)磁與調(diào)速系統(tǒng)，裝機(jī)容量為4×250MW。

2 直流啟動(dòng)方式及控制模式

2.1 直流啟動(dòng)控制模式選擇

黑啟動(dòng)時(shí)選擇合適的直流控制模式可以提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，常見的直流控制模式如表1所示。

表1 直流控制模式Table 1 DC control modes

對(duì)于弱交流系統(tǒng)而言，受端電壓穩(wěn)定是保證直流系統(tǒng)正常運(yùn)行的重要因素。由于電壓與有功弱耦合而與無功強(qiáng)耦合，因此通過分析直流系統(tǒng)換流器控制模式對(duì)逆變側(cè)消耗無功功率的影響可以定性判斷電網(wǎng)電壓的穩(wěn)定性［12］。直流運(yùn)行時(shí)逆變側(cè)電壓、有功及無功可分別由式（1）—（3）表示。

其中，Udi與Idi分別為直流電壓與電流；Udoi為理想空載電壓；γi為逆變側(cè)熄弧角；Km為系數(shù)；ELL為變壓器線電壓有效值（一次側(cè)）；B=2為橋數(shù)；Xi為變壓器折算到二次側(cè)的阻抗；Ti為變壓器變比；Pdci為直流外送有功功率；φ=arccos（Udi/Udoi）。

a.整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓控制。

當(dāng)直流系統(tǒng)采用整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓控制方式時(shí)，Udi不變，Idi不變。則逆變側(cè)電壓ELL下降時(shí)，Udoi=1.35ELLBTi減小并且Udi不變，故cosφ增大，tanφ減小，且Qdci=Pdcitanφ=UdiIditanφ亦減小。所以ELL下降時(shí)，Pdci不變，γi減小，Qdci減小。 即直流系統(tǒng)在保證外送有功的同時(shí)消耗無功減小，有利于換流母線電壓的恢復(fù)。

b.整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定熄弧角控制。

采用整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定熄弧角控制方式時(shí)，γi不變，Idi不變。

注意到式中根號(hào)內(nèi)是關(guān)于Udoi的二次式，其對(duì)稱軸為而根據(jù)實(shí)際情況Udoi>0，因此Qdci正比于 Udoi。 故當(dāng) ELL下降、Udoi減小時(shí)，Pdci減小，γi不變，Qdci減小。即直流外送有功減小的同時(shí)消耗無功也減小。此種模式雖然有利于換流母線電壓的恢復(fù)，但不利于系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定。

c.整流側(cè)定功率、逆變側(cè)定電壓控制。

采用整流側(cè)定功率、逆變側(cè)定電壓控制方式時(shí)，Udi不變，Pdci不變。則逆變側(cè)電壓ELL下降時(shí)，Udoi減小，tanφ 減小，故 Pdci不變，γi減小，Qdci減小。 直流有功、無功變化情況和整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓控制模式相同，有利于換流母線電壓的恢復(fù)。

d.整流側(cè)定功率、逆變側(cè)定熄弧角控制。

采用整流側(cè)定功率、逆變側(cè)定熄弧角控制方式，逆變側(cè)交流電壓下降時(shí)，γi不變，Pdci不變。

為了確定式（5）中的正負(fù)號(hào)，將式（4）的變形Udoicosγi=Udi+dxiIdi代入式（5）的根號(hào)項(xiàng)中得：

由于實(shí)際中 Udi?dxiIdi，故式（6）有：

且當(dāng)時(shí)，式（4）成立，故最終確定式（5）中Udi的表達(dá)式為：

所以逆變側(cè)電壓ELL下降時(shí)，Udoi=1.35ELLBTi減小，則Udi減小。由于Pdci不變，故Idi增大，又由于

故cosφ減小，tanφ增大，且由于Qdci=Pdcitanφ，故Pdci不變，γi不變，Qdci增大。可知直流系統(tǒng)在外送有功不變的同時(shí)消耗無功反而增加，不利于換流母線電壓的恢復(fù)。

在CIGRE-HVDC-Benchmark標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試系統(tǒng)中對(duì)以上推導(dǎo)進(jìn)行仿真驗(yàn)證，結(jié)果證明了結(jié)論的正確性。根據(jù)上述結(jié)論，直流參與黑啟動(dòng)宜采用逆變側(cè)定電壓的控制模式。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)整流側(cè)定功率的控制模式不能增加其他輔助控制措施如頻率控制等，不利于后續(xù)控制。因此直流參與黑啟動(dòng)時(shí)選取整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓的控制模式。

2.2 直流啟動(dòng)方式選擇

正常的直流啟動(dòng)方式主要包括全壓?jiǎn)?dòng)、70%降壓?jiǎn)?dòng)、80%降壓?jiǎn)?dòng)，以及解決直流融冰的功率異向傳輸方式。由于功率異向傳輸方式在直流運(yùn)行時(shí)不能對(duì)系統(tǒng)作出貢獻(xiàn)，且直流單極閉鎖時(shí)會(huì)對(duì)交流系統(tǒng)造成嚴(yán)重沖擊，因此黑啟動(dòng)時(shí)不考慮該種啟動(dòng)方式。根據(jù)文獻(xiàn)［10］的結(jié)論，從無功及有功兩方面考慮，直流70%降壓?jiǎn)?dòng)對(duì)交流系統(tǒng)產(chǎn)生的沖擊最小。因此直流參與弱交流系統(tǒng)黑啟動(dòng)時(shí)宜選擇該啟動(dòng)方式。利用搭建的模型，在受端系統(tǒng)較強(qiáng)時(shí)對(duì)3種不同啟動(dòng)方式進(jìn)行仿真驗(yàn)證。仿真時(shí)受端宜興抽水蓄能機(jī)組開3臺(tái)機(jī)，帶有功負(fù)荷600MW，無功負(fù)荷150Mvar；直流第15s解鎖，啟動(dòng)電流均設(shè)為最小啟動(dòng)電流150A。交流系統(tǒng)的頻率及電壓變化情況分別如圖2、3所示。由仿真結(jié)果可知，單極70%降壓?jiǎn)?dòng)時(shí)對(duì)交流系統(tǒng)沖擊最小。

圖2 不同啟動(dòng)方式下對(duì)較強(qiáng)受端交流系統(tǒng)頻率的沖擊Fig.2 Impact on frequency of strong receiving AC system for different startup modes

圖3 不同啟動(dòng)方式下對(duì)較強(qiáng)受端交流系統(tǒng)電壓的沖擊Fig.3 Impact on voltage of strong receiving AC system for different startup modes

2.3 直流解鎖方式及啟動(dòng)順序控制

2.3.1 直流解鎖方式

目前國(guó)內(nèi)直流工程的正常解鎖過程基本有2種類型。一種是首先迅速建立直流電流，同時(shí)直流電壓達(dá)到0.5 p．u．左右，解鎖過程中出現(xiàn)電流過沖，然后直流電壓上升至額定值，簡(jiǎn)稱為零電壓方式。零電壓方式啟動(dòng)配合發(fā)電機(jī)出力慢速建立直流電壓，則初始過程中直流電壓需要降低更多，觸發(fā)角勢(shì)必進(jìn)一步加大，引起電流紋波增加，同時(shí)換流閥需滿足能夠進(jìn)行零功率運(yùn)行的要求。另外一種是首先緩慢建立直流電壓，然后增大直流電流，達(dá)到直流最小功率，簡(jiǎn)稱為零電流方式。零電流方式啟動(dòng)時(shí)，觸發(fā)角度在正常設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，但是直流電流斷續(xù)期運(yùn)行時(shí)間較長(zhǎng)［13］。根據(jù)龍政直流實(shí)際情況，黑啟動(dòng)時(shí)選擇零電流解鎖方式。解鎖時(shí)單極70%降壓?jiǎn)?dòng)，啟動(dòng)電流為150 A，解鎖時(shí)的電壓、電流波形圖如圖4所示。

圖4 降壓70%、直流電流150 A時(shí)直流解鎖波形Fig.4 Waveforms of DC de-blocking with 150 A DC and 70%of voltage

2.3.2 直流啟動(dòng)的順序控制

黑啟動(dòng)時(shí)，直流啟動(dòng)的順序控制可參考正常啟動(dòng)時(shí)的順序控制［14］，但其中交流濾波器的投入時(shí)間需要調(diào)整。正常順序啟動(dòng)時(shí)，交流濾波器在直流解鎖前投入。但黑啟動(dòng)時(shí)交流系統(tǒng)較弱，濾波器無功反送較大。因此考慮在直流解鎖啟動(dòng)時(shí)投入交流濾波器，由于直流本身會(huì)消耗無功，這樣可減少交流濾波器的反送無功對(duì)系統(tǒng)的沖擊。

因此黑啟動(dòng)時(shí)直流啟動(dòng)的順序控制為：

a.換流變壓器網(wǎng)側(cè)斷路器分別合閘，使換流變壓器和換流閥帶電；

b.直流側(cè)開關(guān)設(shè)備操作以實(shí)現(xiàn)直流回路的連接；

c.在觸發(fā)角α≥90°時(shí)先解鎖逆變器，后解鎖整流器；

d.投入適量的交流濾波器支路；

e.電壓電流調(diào)節(jié)器按要求逐步升高直流電壓、電流至運(yùn)行的整定值后轉(zhuǎn)入正常運(yùn)行。

3 直流啟動(dòng)時(shí)交流系統(tǒng)技術(shù)條件

3.1 交流系統(tǒng)強(qiáng)度要求

黑啟動(dòng)時(shí)盡快啟動(dòng)直流系統(tǒng)有利于系統(tǒng)快速恢復(fù)，但這對(duì)交流系統(tǒng)的最小強(qiáng)度提出要求。一般而言，在黑啟動(dòng)條件下，直流啟動(dòng)過程中暫態(tài)工頻過電壓不超過額定值的1.4倍，穩(wěn)態(tài)工頻電壓值不超過額定值的1.1倍，頻率變化范圍不超過49～51 Hz。

a.短路容量要求［10］。

由于直流系統(tǒng)以最小功率啟動(dòng)時(shí)消耗無功較少，因此直流啟動(dòng)時(shí)投入的最小濾波器組會(huì)產(chǎn)生反送無功，造成交流電壓升高［11］。直流功率建立時(shí)投入1組最小濾波器組合，則濾波器向交流系統(tǒng)反送的無功功率為Qf。而在最小啟動(dòng)功率（單極70%降壓，最小電流0.05 p.u.）運(yùn)行時(shí)，直流系統(tǒng)吸收的無功功率Qdci≈Pdci=0.035Pdn，其中Pdn為直流額定功率。同時(shí)電壓升高的幅值可用下式進(jìn)行估算：

其中，Ssc為換流母線的短路容量；U為濾波器投入啟動(dòng)前的電壓；ΔU為電壓升高幅值。根據(jù)龍政直流工程中Pdn=15Qf，則為滿足穩(wěn)定電壓不超過1.1UN（UN為額定電壓）的要求，有：

即若投入1組濾波器，受端短路容量需要為單組濾波器容量的4.75倍左右。

由于在550 kV時(shí)，Qf=260 Mvar，故至少需要Ssc=1235 MV·A。當(dāng)宜興抽水蓄能水電站開1臺(tái)機(jī)時(shí)，可計(jì)算出短路容量Ssc=1250MV·A，基本滿足電壓要求。

b.頻率波動(dòng)估算［15］。

對(duì)于直流接入弱交流系統(tǒng)，系統(tǒng)維持所要求頻率的能力取決于系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。根據(jù)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可得：

因此有：

其中，H∑為各發(fā)電機(jī)慣性時(shí)間常數(shù)歸算到統(tǒng)一基準(zhǔn)功率 SB下的慣性時(shí)間常數(shù)和；f0=50Hz；n=1，2，…；Hi為第i臺(tái)發(fā)電機(jī)的慣性時(shí)間常數(shù)；SNi為第i臺(tái)發(fā)電機(jī)的容量。

通過式（11）可知，頻率波動(dòng)正比于系統(tǒng)不平衡有功及其作用時(shí)間。

為衡量直流功率與系統(tǒng)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量之間的相對(duì)關(guān)系，CIGRE直流工作組定義了直流系統(tǒng)有效慣性常數(shù)Hdc：

其中，Sac為交流系統(tǒng)總?cè)萘浚籔d為直流系統(tǒng)當(dāng)前輸送功率。 聯(lián)立式（11）與式（13）可得：

通過式（14）可大致估算直流啟動(dòng)時(shí)的系統(tǒng)頻率最大上升水平：仿真計(jì)算在直流停運(yùn)情況下的有功負(fù)荷沖擊對(duì)頻率的影響情況，間接估算直流啟動(dòng)時(shí)對(duì)交流系統(tǒng)的頻率影響。

由于宜興抽水蓄能機(jī)組開1臺(tái)機(jī)時(shí)即滿足電壓要求，在該條件下利用上述結(jié)論估算頻率波動(dòng)范圍。當(dāng)宜興抽水蓄能機(jī)組開1臺(tái)機(jī)，帶負(fù)荷為PL=200MW、QL=50 Mvar時(shí)，直流系統(tǒng)停運(yùn)，逐漸按比例增加有功負(fù)荷，觀察最大頻率偏差的變化情況，仿真結(jié)果如表2所示。

表2 不同有功負(fù)荷沖擊下的最大頻率偏差Table 2 Maximum frequency errors caused by different active load impacts

由仿真結(jié)果可知，沖擊負(fù)荷的大小與最大頻率偏差成強(qiáng)線性關(guān)系。因此，可由有功負(fù)荷沖擊估算直流啟動(dòng)造成的頻率變化，估算及仿真結(jié)果為：直流外送有功功率為45 MW，估算最大頻率偏差為0.5418 Hz，實(shí)測(cè)最大頻率偏差為0.520 4 Hz，頻率估算誤差為3.95%。仿真時(shí)，直流采用整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓控制和單極70%降壓?jiǎn)?dòng)方式，濾波器在直流啟動(dòng)的同時(shí)投入，并投入相應(yīng)高抗抵消濾波器投入時(shí)的無功沖擊。

由于流量等參數(shù)的采樣平均時(shí)間設(shè)定較長(zhǎng)，加大了數(shù)據(jù)在平均時(shí)間內(nèi)的真實(shí)性和可靠性、穩(wěn)定性，但該系數(shù)的生成條件是必須在生產(chǎn)運(yùn)行1.5 h后自動(dòng)計(jì)算。

因此，按照直流最小啟動(dòng)功率為52.5 MW（外送功率45 MW）計(jì)算，逆變側(cè)宜興抽水蓄能機(jī)組開1臺(tái)機(jī)即可滿足啟動(dòng)頻率要求。此時(shí)逆變側(cè)機(jī)組總?cè)萘繛?12 MV·A，為直流啟動(dòng)功率50 MW的6.24倍，則

3.2 換流變勵(lì)空載充電勵(lì)磁涌流抑制

黑啟動(dòng)過程中，換流變壓器在空載合閘投入電網(wǎng)時(shí)，由于變壓器鐵芯磁通的飽和及鐵芯材料的非線性特性，會(huì)產(chǎn)生幅值相當(dāng)大的勵(lì)磁涌流［16］。在弱交流系統(tǒng)情況下，若不對(duì)勵(lì)磁涌流進(jìn)行處理會(huì)產(chǎn)生較大的有功、特別是無功振蕩，進(jìn)而產(chǎn)生過電壓。因此，利用超高壓系統(tǒng)中常采用的合閘電阻抑制勵(lì)磁涌流現(xiàn)象：斷路器合閘過程中，在主觸頭閉合前于負(fù)荷回路中短時(shí)串入一合閘電阻，對(duì)暫態(tài)過電壓以及勵(lì)磁涌流進(jìn)行抑制［12］。抑制效果如圖5所示。

可見合閘電阻的串入可有效抑制換流變的勵(lì)磁涌流現(xiàn)象，為黑啟動(dòng)時(shí)系統(tǒng)的穩(wěn)定性提供保障。

3.3 黑啟動(dòng)時(shí)的無功協(xié)調(diào)配合

根據(jù)前述研究結(jié)論，雖然宜興抽水蓄能機(jī)組開1臺(tái)機(jī)時(shí)，電壓在交流濾波器的無功沖擊下仍能保持在限定范圍，但若對(duì)交流濾波器反送無功不進(jìn)行處理，會(huì)使發(fā)電機(jī)處于進(jìn)相運(yùn)行狀態(tài)，危害系統(tǒng)安全，因此考慮投切高抗消耗濾波器的反送無功。但黑啟動(dòng)時(shí)受端系統(tǒng)只開1臺(tái)機(jī)，濾波器反送無功相對(duì)較大，若同時(shí)投入大容量高抗，發(fā)電機(jī)有功及無功會(huì)產(chǎn)生振蕩，不利于系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。進(jìn)一步考慮提前投入部分高抗，再于濾波器投入的同時(shí)投入剩余高抗，不僅可以降低發(fā)電機(jī)發(fā)生自勵(lì)磁的風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)也有利于系統(tǒng)快速恢復(fù)。

圖5 合閘電阻對(duì)勵(lì)磁涌流的抑制效果Fig.5 Effect of inrush current depression by reclosing resistor

4 仿真分析

通過以上研究，利用PSCAD軟件進(jìn)行仿真驗(yàn)證。驗(yàn)證時(shí)受端宜興抽水蓄能機(jī)組開1臺(tái)機(jī)，帶有功負(fù)荷200 MW、無功負(fù)荷50 Mvar，直流采取整流側(cè)定電流，逆變側(cè)定電壓控制模式，按單極70%降壓、最小電流0.05 p.u.、最小啟動(dòng)功率52.5MW啟動(dòng)。直流控制模式、啟動(dòng)方式及交流系統(tǒng)最小啟動(dòng)條件確定后，驗(yàn)證直流順序控制及無功協(xié)調(diào)配合策略，仿真條件如下。

a.第1.5s帶合閘電阻的換流變斷路器合閘，第3s直流解鎖。同時(shí)投入1組無功容量為200Mvar的交流濾波器，不投入高抗抵消反送無功。

b.第1.5s帶合閘電阻的換流變斷路器合閘，第3.7s投入1組無功容量為200Mvar的交流濾波器，同時(shí)投入無功負(fù)荷為200Mvar的高抗，待系統(tǒng)平穩(wěn)后第15s直流解鎖。

c.第1.5 s帶合閘電阻的換流變斷路器合閘，第3 s直流解鎖，直流功率建立時(shí)第3.7 s投入1組無功容量為200Mvar的交流濾波器，同時(shí)投入無功負(fù)荷為150 Mvar的高抗（直流本身會(huì)消耗約50 Mvar無功）。

d.第0s先投入100Mvar的高抗，第1.5s帶合閘電阻的換流變斷路器合閘，第3s直流解鎖，直流功率建立時(shí)第3.7s投入1組無功容量為200 Mvar的交流濾波器，同時(shí)投入無功負(fù)荷為50 Mvar的高抗。

發(fā)電機(jī)的外送有功、無功，系統(tǒng)頻率及機(jī)端電壓如圖6所示。

由圖6（a）可知，不對(duì)濾波器反送無功進(jìn)行處理，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)電壓達(dá)到560kV，超過1.1倍限定電壓值。同時(shí)由于電壓的升高，導(dǎo)致系統(tǒng)負(fù)荷有功相應(yīng)增加，反而減小了直流啟動(dòng)時(shí)的有功沖擊，使得系統(tǒng)頻率波動(dòng)較小。而另一方面電壓的升高增加了濾波器的反送無功，使得發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行。因此，若不對(duì)濾波器反送無功進(jìn)行處理，會(huì)危害系統(tǒng)穩(wěn)定性，不利于系統(tǒng)的快速恢復(fù)。

圖6 不同條件下直流參與黑啟動(dòng)的仿真效果Fig.6 Simulative effects of black-start for different conditions when HVDC is involved

由圖6（b）可知，直流解鎖前投入濾波器的同時(shí)投入高抗，穩(wěn)定后可避免發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行，但發(fā)電機(jī)外送有功及無功由于大容量高抗的投入會(huì)產(chǎn)生振蕩，且由于直流有功建立的同時(shí)會(huì)消耗無功，系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)變化，頻率大幅上升，同時(shí)電壓升高，穩(wěn)態(tài)工頻過電壓為556 kV，超過限定額度。

在圖6（c）中，直流啟動(dòng)時(shí)同時(shí)投入濾波器和高抗，穩(wěn)定后同樣可避免發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行，但發(fā)電機(jī)外送有功及無功由于大容量高抗的投入產(chǎn)生振蕩。直流有功沖擊同樣導(dǎo)致發(fā)電機(jī)頻率波動(dòng)，系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)變化，進(jìn)而導(dǎo)致電壓升高，穩(wěn)態(tài)工頻過電壓為560 kV，超過限定額度。圖中電壓及功率在7 s至11 s期間呈直線狀是由于該時(shí)段電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS）達(dá)到限幅所致。

圖6（d）中，由于直流解鎖前投入大部分高抗，解鎖前交流電壓降低為480kV，在±5%范圍內(nèi)。直流啟動(dòng)后，交流濾波器及小部分高抗同時(shí)投入，發(fā)電機(jī)外送有功及無功振蕩現(xiàn)象明顯好轉(zhuǎn)。同時(shí)，系統(tǒng)頻率波動(dòng)減小，有利于穩(wěn)定運(yùn)行，穩(wěn)態(tài)電壓為550 kV，低于1.1倍額定電壓，符合黑啟動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)。

5 結(jié)語

本文從交流、直流兩方面對(duì)黑啟動(dòng)初期直流參與弱交流系統(tǒng)的技術(shù)要求進(jìn)行了詳細(xì)研究，明確了直流參與黑啟動(dòng)時(shí)宜采取整流側(cè)定電流、逆變側(cè)定電壓控制模式，并以單極70%降壓?jiǎn)?dòng)。而在直流啟動(dòng)之前，投切1組交流濾波器時(shí)，交流系統(tǒng)短路容量需達(dá)到單組濾波器容量的4.75倍左右，同時(shí)需要對(duì)直流有功沖擊造成的頻率波動(dòng)進(jìn)行估算，確保交流系統(tǒng)的電壓、頻率在限定范圍內(nèi)。直流啟動(dòng)過程中，必須分階段投入高抗處理交流濾波器的反送無功，避免在弱交流系統(tǒng)中發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行及功率振蕩。

本文的研究?jī)?nèi)容提供了江蘇電網(wǎng)在全黑情況下，利用宜興抽水蓄能機(jī)組啟動(dòng)龍政直流快速恢復(fù)系統(tǒng)的基本條件及技術(shù)要求，為直流參與交流電網(wǎng)黑啟動(dòng)提供了依據(jù)。

［1］LINDSTROM R R.Simulation and field tests of the black start of a large coal-fired generating station utilizing small remote hydro generation［J］.IEEE Transactions on Power Systems，1990，5（1）：162-168.

［2］劉雋，李興源，許秀芳.互聯(lián)電網(wǎng)的黑啟動(dòng)策略及相關(guān)問題［J］.電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2004，28（5）：93-97.LIU Jun，LI Xingyuan，XU Xiufang.Strategies and problems in black startofinterconnected powergrids［J］.Automation of Electric Power Systems，2004，28（5）：93-97.

［3］王大江，顧雪平，賈京華.基于SE-DEA模型的擴(kuò)展黑啟動(dòng)方案恢復(fù)相對(duì)效率研究［J］. 電力自動(dòng)化設(shè)備，2015，35（2）：62-67.WANG Dajiang，GU Xueping，JIA Jinghua.Relative efficiency of extended black-start restoration plans based on super efficiency data envelopment analysis model［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（2）：62-67.

［4］阮前途，王偉，黃玉，等.基于燃機(jī)機(jī)組的上海電網(wǎng)黑啟動(dòng)系列試驗(yàn)［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2006，30（2）：19-22.RUAN Qiantu，WANG Wei，HUANG Yu，etal.A seriesof blackstart tests based on gas turbine generators in Shanghai Power Grid［J］.Power System Technology，2006，30（2）：19-22.

［5］張其明，王萬軍.陜西電網(wǎng)黑啟動(dòng)方案研究［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2002，26（4）：42-45.ZHANG Qiming，WANG Wanjun.A study on black-start scheme for Shaanxi Power Network［J］.Power System Technology，2002，26（4）：42-45.

［6］林濟(jì)鏗，么莉，孟憲朋，等.天津電網(wǎng)黑啟動(dòng)試驗(yàn)研究［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2008，32（5）：55-58.LIJikeng，YAO Li，MENG Xianpeng，etal.Testresearch of black start of Tianjin Power Grid［J］.Power System Technology，2008，32（5）：55-58.

［7］孟強(qiáng)，牟龍華，許旭鋒，等.孤立微電網(wǎng)的黑啟動(dòng)策略［J］.電力自動(dòng)化設(shè)備，2014，34（3）：59-64.MENG Qiang，MU Longhua，XU Xufeng，et al. Black-start strategy ofisolated microgrid［J］.Electric PowerAutomation Equipment，2014，34（3）：59-64.

［8］夏俊麗，毛荀，柯德平，等.基于綜合評(píng)價(jià)的交、直流輸電適用范圍研究［J］. 電力自動(dòng)化設(shè)備，2015，35（3）：120-139.XIA Junli，MAO Xun，KE Deping，et al.Applicable scope of AC and DC power transmission based on comprehensive evaluation［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（3）：120-139.

［9］李寬，李興源，李保宏，等.基于射影定理分層控制的次同步阻尼控制器設(shè)計(jì)［J］. 電力自動(dòng)化設(shè)備，2015，35（2）：80-84.LI Kuan，LI Xingyuan，LI Baohong，et al.Design of supplementary subsynchronous damping controller based on projective theorem for hierarchical control［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（2）：80-84.

［10］周劍，李建設(shè)，蘇寅生.電網(wǎng)黑啟動(dòng)情況下高壓直流輸電系統(tǒng)啟動(dòng)條件分析［J］. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2011，35（3）：92-96.ZHOU Jian，LIJianshe，SU Yinsheng.Analysis on start-up conditions of HVDC system in black-start［J］.Automation of Electric Power Systems，2011，35（3）：92-96.

［11］周劍，蘇寅生，王新寶.云廣直流在南方電網(wǎng)黑啟動(dòng)及系統(tǒng)恢復(fù)過程的作用［J］. 南方電網(wǎng)技術(shù)，2010，4（4）：48-51.ZHOU Jian，SU Yinsheng，WANG Xinbao.The role of Yunnan-Guangdong±800kV DC Project in CSG black-start and recovery process［J］.Southern Power System Technology，2010，4 （4）：48-51.

［12］胡艷梅，吳俊勇，李芳，等.±800 kV哈鄭特高壓直流控制方式對(duì)河南電網(wǎng)電壓穩(wěn)定性影響研究［J］.電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2013，41（21）：147-153.HU Yanmei，WU Junyong，LI Fang，et al.Impacts of DC system control mode for±800 kV Ha-Zheng UHVDC on voltage stability of Henan Power Grid［J］.Power System Protection and Control，2013，41（21）：147-153.

［13］王華偉，曾南超，蔣衛(wèi)平，等.±660kV中蒙直流工程送端孤島運(yùn)行方式最小功率啟動(dòng)研究［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2010，34（5）：83-87.WANG Huawei，ZENG Nanchao，JIANG Weiping，et al.Study on minimal startup power of±660 kV HVDC power tansmission system under islanded operation at sending system［J］.Power System Technology，2010，34（5）：83-87.

［14］趙畹君.高壓直流輸電工程技術(shù)［M］.北京：中國(guó)電力出版社，2004：103-104.

［15］郭小江，郭強(qiáng)，馬世英，等.直流孤島送電系統(tǒng)的系統(tǒng)接入技術(shù)要求研究［J］. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32（34）：42-49.GUO Xiaojiang，GUO Qiang，MA Shiying，et al.Research on system interconnection requirements ofDC island sending systems［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（34）：42-49.

［16］常勇.500kV高嶺換流站換流變空載充電勵(lì)磁涌流分析［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2009，33（1）：97-100.CHANG Yong.Analysis on energizing inrush current of no-load converter transformer in 500 kV Gaoling back-to-back converter station［J］.Power System Technology，2009，33（1）：97-100.