王世蓉， 李民族， 王民慧， 王 武， 明德剛

(1.貴州理工學院，貴州 貴陽 550003； 2.貴州大學，貴州 貴陽 550025)

變耦電抗式可控串補(TCSCAC)的穩(wěn)態(tài)分析和試驗

王世蓉1， 李民族2， 王民慧2， 王 武2， 明德剛1

(1.貴州理工學院，貴州 貴陽 550003； 2.貴州大學，貴州 貴陽 550025)

為掌握了解TCSCAC的正常運行性能，必須對它進行穩(wěn)態(tài)分析。提出了考慮電抗器漏抗后的變耦電抗裝置的等效電抗公式，得出了理論電抗特性；以伊―馮500 kV輸電系統(tǒng)為應用背景，進行單回輸電的功率調節(jié)仿真分析，得出了輸電系統(tǒng)狀態(tài)參數及串補裝置各組成設備的電流、電壓及工作容量的變化規(guī)律，為TCSCAC的各組成設備的選擇設計運行提供了依據。同時還進行了動態(tài)模擬試驗，并對變耦電抗裝置的實際電抗特性進行了測試，試驗和測試結果表明，實際特性和理論分析特性基本一致。更確切地和TCSC從理論上進行了經濟性能比較分析，其結果是TCSCAC所需主設備元件的最大工作容量要比TCSC大幅度降低。

TCSCAC； 變耦電抗裝置； 線路功率調節(jié)； 穩(wěn)態(tài)特性； 動模試驗； 技術經濟性

0 引 言

理論研究和實踐應用已充分證明可控串補技術是調節(jié)潮流、提高電網輸電能力和提升電網安全穩(wěn)定水平的一種有效措施[1-5]。當前國內外研究重點和已投入運行的可控串補技術是TCSC[4，5]，其在國內的工程應用是采用固定串補和可控串補相結合的混合模式[4-6]。TCSC利用電容器的短時過載能力，只能短時有限提高線路傳輸能力，以及暫穩(wěn)控制和阻尼功率振蕩控制等[5，6]。若要在N-1運行狀態(tài)下大幅提高單回線路傳輸功率并長期運行，TCSC組成設備的工作容量會成倍增加，使工程造價顯著提高[7-9]。

變耦電抗式可控串補(TCSCAC —Thyristor Controlled Reactance Series Compensation by Adjustable Coupling)是高壓和超高壓輸電線路的一種新型可控串補技術。它的調節(jié)原理經理論分析和基本試驗證明可行，但具體應用于實際輸電線路，進行大范圍功率調節(jié)時，特別是單回線路大范圍大幅度傳輸功率調節(jié)時，串補裝置的各組成設備元件的電流、電壓及工作容量的變化規(guī)律必須清楚，以便為串補裝置各組成設備元件，特別是為(帶耦)電抗器的運行設計提供依據。同時還需對TCSCAC和TCSC進行技術經濟比較分析，以明確它的應用價值。

文獻[8，9]已對TCSCAC用于線路功率調節(jié)過程中的電流、電壓及工作容量變化特性作過分析，還對它和TCSC進行過技術經濟比較，但存在下列局限性：

(1)變耦電抗裝置的等效電抗公式推證時，忽略二帶耦電抗器的一、二次繞組間的漏電抗，必然給分析帶來誤差；(2)單回線路功率調節(jié)仿真分析時，設定發(fā)電機電壓UG和相角δG按一定規(guī)律變化再配合輸電系統(tǒng)末端電壓相角US、δS(定值)進行潮流計算而得，其設定的UG、δG的變化規(guī)律實際難以實現；(3)TCSCAC和TCSC所需電抗器和電容器最大工作容量的比較分析來自于實際計算結果，缺乏理論分析，因而缺乏一般性。

提出了考慮電抗器漏抗后的變耦電抗裝置及兩個帶耦電抗器的等效電抗公式，分析了它們的電抗特性，將TCSCAC應用于伊—馮500 kV輸電系統(tǒng)，考慮了帶耦電抗器的實際漏抗值。當單回線傳輸功率在(1 000～2 000)MW大范圍內線性遞增調節(jié)時，TCSCAC按可實現的控制方法，調節(jié)可控容抗以保證靜穩(wěn)，采用牛頓—拉夫遜法進行潮流仿真分析，得出輸電系統(tǒng)各狀態(tài)參數及串補裝置的組成元件——電容器、電抗器的工作參數的變化規(guī)律。并與動模試驗結果相比較，無論裝置電抗特性、線路功率調節(jié)特性、電容器及電抗器的工作電流、電壓變化特性，理論分析和實驗結果基本吻合。并從理論分析角度將TCSCAC和TCSC進行了技術經濟比較，當單回線進行上述范圍功率調節(jié)時，TCSCAC較之于TCSC，所需電容器電抗器的最大工作容量分別降低50%和75%左右。

1 變耦電抗裝置電抗特性

1.1考慮漏抗后裝置等效電抗公式

帶有耦合線圈且具有氣隙的鐵芯電抗器稱帶耦電抗器(RCC，Reactor with Coupling coil)，在文獻[8，9]中稱為互感器BT1、BT2，本文中統(tǒng)稱為帶耦電抗器[10]RCC1、RCC2。它們按圖1聯結可構成可控的變耦電抗裝置[9](TCRAC，Thyristor Controlled Reactance by Adjustable Coupling)。設XL1、XL2――RCC1、RCC2一次繞組自感抗；Xσ1、Xσ2分別為RCC1、RCC2一次繞組的漏抗，且設Xσ1=Xσ2。仿文獻[11]分析，對文獻[9]圖2所示的等值結線分別建立回路電勢方程及RCC1、RCC2一、二次繞組電勢方程，并考慮RCC1、RCC2的一次繞組自感抗、一二次繞組間互感抗及各繞組漏抗間的關系[12]。當帶耦電抗器RCC2的繞組是Y/Y0-6或Y/Y0-12聯結時，仿文獻[8]的推證化簡可得考慮漏抗后的變耦電抗裝置等效電抗公式：

(1)

圖1 原理結線Fig.1 Principle diagram

(2)

(3)

設N=1，當K=-1～1時，據(1)式可得考慮漏抗后的變耦電抗裝置電抗特性如圖2所示。若忽略RCC的漏抗，據(2)和(3)可得二RCC的一次電抗特性如圖3所示。

圖2 變耦電抗裝置電抗特性Fig.2 Reactance chararistic of TCRAC

圖3 未考慮漏抗時RCC的一次電抗特性Fig.3 Reactance chararistic of RCC when leakage reasistance was not considered

由圖3看出，當0

由圖2所示的變耦電抗XR特性看出，若選取不同的離散K值，可實現XR的基本均勻分級。對于圖5中的RCC2的三個二次調節(jié)繞組，確定不同的匝數比，XR可基本均勻分成20多級。

1.2裝置等效電抗公式正確性的驗證

設N=1，Xσ1=1.5Ω=0.091 7XL1，當K=-1、K=0、K=1時裝置等效電抗分別為

jXR(-1)=j2XL1

jXR(0)=j(XL1+1.908Xσ1)≈jXL1+2Xσ1

jXR(1)=j(4-0.183 4)Xσ1≈j4Xσ1

注意到2Xσ1近似為一個帶耦電抗器兩側繞組漏抗歸算至一次側的值，則4Xσ1為兩個帶耦電抗器繞組漏抗歸算至一次側之值的和。仿文獻[9]分析，這三個特殊點的電抗值完全符合下列物理解釋而證明公式(1)的正確性：(a)當K=-1(即RCC2為Y/Y0-6接，K=1)，實為二帶耦電抗器的二次繞組開路，故裝置等效電抗為它們一次繞組自感抗之和；(b)當K=0(即K2=0)，此時VT接法是，RCC1二次繞組短接，RCC2二次繞組開路，故裝置等效電抗呈現為RCC2一次繞組自感抗XL2(XL2=XL1)和RCC1一、二次繞組短接漏抗之和；(c)當K=1，此時二個帶耦電抗器相當于二次繞組短接的一個變壓器，故裝置等效電抗呈現為二個帶耦電抗器一、二次繞組短接漏抗和。

2 變耦電抗式可控串補的功率調節(jié)分析

這種串補應用于伊一馮500 KV輸電系統(tǒng)[13，14]中，該輸電系統(tǒng)等值接線見圖4，串補裝置采用圖5結線。其中TCSCAC用于大范圍內傳輸功率調節(jié)且長期運行保證靜穩(wěn)，TCSC和TCSCAC兩者配合用于暫穩(wěn)控制和阻尼功率振蕩。但本文圖中的TCR暫不考慮，C1構成固定串補，C2和變耦電抗裝置綜合構成可控部份，VT裝置的具體結線見文獻[9]圖4。取固定補償度25%，XC1=26.7 Ω；可控補償度為25%，設變耦電抗XR=XRmin～XRmax，考慮RCC1(RCC2)一、二次繞組短接漏抗XS=3 Ω后，XRmin=2XS=6Ω，XRmax=XC2=32.7 Ω。則可控部份容抗變化范圍XTC=(XC2-XRmax)～(XC2-XRmin)=0～26.7 Ω。

圖4 伊-馮輸電系統(tǒng)等值接線Fig.4 Equivelent wiring diagram of Yimin-Fengtun transmission system

當含有可控串補裝置的輸電線路單回運行時，將輸電系統(tǒng)送端的等值發(fā)電機電壓UG和受端系統(tǒng)電壓US保持一定值(UG=1.02,US=1.02,δS=0)，控制發(fā)電機G的有功PG在(1000～2 000)MW范圍內按線性遞增輸出。將PG的全部增長范圍分成N段(N為TCSCAC的變耦電抗XR的可調級數)，對于第i點PGi和第i+1點PG(i+1)間(i=1,2,…N)，可控變耦電抗就呈現第i級XRi，以保證靜穩(wěn)儲備系數保持較高值。這種簡單控制思想，既可由控制裝置在線實現，也便于程序仿真。根據仿真分析，這種控制方式，在功率調節(jié)過程中，變耦電抗裝置的組成設備承受工作電壓低，工作容量小，只要可控補償度足夠大，上述要求傳輸功率范圍的靜穩(wěn)儲備系數都能滿足要求。

圖5 TCSC+TCSCAC串補裝置結線Fig.5 Controlled series compensation device with TCSC+TCSCAC

仿真分析結果表明，在被控線路傳輸功率線性遞增調節(jié)過程中，下列量都是單調增加或下降：輸電系統(tǒng)首末二端的功率PG、QG、PS、QS(QS方向指向輸電系統(tǒng))及靜穩(wěn)儲備系數KsmG、KsmS，首端發(fā)電機暫態(tài)電勢及發(fā)電機電壓相角δE、δG，線路電流I1及二RCC的二次繞組電流I2，電容器組C1+C2的電壓UC及工作容量SC。若取基準值SB=1 000 MVA，UB=525 kV，則上述量的變化范圍如表1所示。表1還示出了串補裝置可控容抗XTC的變化。

從表1看出，PG遞增調節(jié)過程中，發(fā)電機靜穩(wěn)儲備系數KsmG滿足要求，但PG增長接近2.0時，受端靜穩(wěn)儲備系數KsmS<0.2。這是因為單回線補償度50%時，線路等值阻抗還沒達到固定補償度為25%的雙回線并聯的阻抗值。

表1被控線路傳輸功率PG線性遞增調節(jié)時，輸電系統(tǒng)有關狀態(tài)參數的變化范圍

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

圖6 RCC一次電壓變化特性Fig.6 Variation characteristics of RCC primary voltage

圖7 RCC吸收無功變化特性Fig.7 Variation characteristics of RCC when absorbing reactive power

圖8 變耦電抗XR的調節(jié)特性Fig.8 Regulation characteristics of TCRAC reactance XR

圖9 調節(jié)參數X的對應特性Fig.9 Corresponding characteristics of regulating parameter X

除此以外，帶耦電抗器RCC1和RCC2的一次繞組電壓URC1、URC2及它們所消耗的無功功率(即工作容量)QRC1、QRC2的變化特性呈現了奇特現象，它們分別如圖6、圖7所示，變耦電抗XR的調節(jié)特性以及對應的調節(jié)參數K的特性分別如圖8、圖9所示。 當PG>1.5時，對應K>0(圖9)，RCC1所消耗的無功QRC1<0(圖7)，實為容性，這也和圖3所示的RCC1的XR1電抗特性相對應。同樣XR1、XR2在調節(jié)過程中的變化又導致了URC1、URC2的奇特變化。

必須指出，XR的調節(jié)是獨立的，但它是按控制方法和PG變化對應的，最終又是通過調節(jié)參數K來實現的。整個調節(jié)控制過程中，PG、XR、UG、US都是獨立的可實現的控制量。

3 變耦電抗式可控串補穩(wěn)態(tài)特性試驗

為了解掌握TCSCAC的實際特性，在清華大學國家重點實驗室對它的基本特性進行了動模試驗。

3.1變耦電抗裝置的實際電抗測量

測量接線見圖10，測量結果如表2所示，表中2級相當于K≈-0.9，21級相當于K≈0.8。

圖10 變耦電抗測試結線Fig.10 Testing wiring diagram of thyristor controlled reactance

由表2實測值繪制A相電抗特性曲線如圖11所示，將其與理論電抗特性(圖2)相比較。可看出，二者變化規(guī)律基本相同，其差別主要是漏抗值，制造時未嚴格控制所致。

3.2升級調節(jié)試驗

以無窮大系統(tǒng)通過雙回線路向一恒定負荷(7.5 kW)供電，被控線路裝有TCSCAC，調節(jié)裝置變耦電抗可調節(jié)被控線路的電流和功率。

表2 動模試驗時變耦電抗XR實測結果

圖11 實測A相電抗特性曲線Fig.11 Measured curves of A pratical reactance

慢速升級調節(jié)時由程序控制每隔15 s升一級，從3級開始升至20級。調節(jié)過程中裝置控制程序計算測試記錄的被控線路有功功率的變化見文獻[15,16]。隨著調節(jié)級數的增加被控線路有功功率的變化顯著，其絕對值由小變大符合理論分析。

快速升級調節(jié)時控制每隔40 ms升一級，從3級開始升至21級。調節(jié)過程中測試記錄的被控線路電流i1(t)、帶耦電抗器二次繞組電流i2(t)、帶耦電抗器的一次繞阻電壓uRC1(t)和uRC2(t)如圖12～15所示。明顯看出，隨著時間t的增加(實為調節(jié)級數增加)，i1(t)、i2(t)的幅值單調增加，但增長速率大不一樣，i1(t)的幅值由2A增長到4A，i2(t)的幅值由2.5A(因3級時K≠-1)增長到10A，其變化幅度和表1理論分析結果基本相同。uRC1(t)的幅值先減小到一定值后又小幅增加，后又減小到一定值，仔細觀察uRC2(t)的幅值先增加再減少，這些試驗特性和圖6所示的理論分析曲線變化規(guī)律基本吻合，證明理論分析的正確性，不同點在于uRC(t)的試驗波形的幅值變化幅度不如理論波形那樣顯著，這是因為試驗是按雙回進行。

圖12 3→21級線路電流i1(t)Fig.12 3→21 step Line current i1(t)

圖13 3→21級二次電流i2(t) Fig.13 3→21 step thyristor current i2(t)

圖14 3→21級RCC1電壓uRC1(t)Fig.14 3→21 step RCC1 voltage uRC1(t)

圖15 3→21級RCC2電壓 uRC2(t)Fig.15 3→21 step RCC2 voltage uRC2(t)

4 TCSCAC和TCSC技術經濟比較分析

TCSCAC除分級調節(jié)外，和TCSC具有基本相同的技術性能，都能快速調節(jié)串補裝置的等效容抗。但它們的構成調節(jié)原理不同，所需組成設備的最大工作容量不同，因而具有顯著不同的經濟性能。

若二串裝置的最大補償度均是固定補償度的m倍(m>1.0)，據它們結線和簡化條件有：

(4)

(5)

由(4)、(5)二式可得結論：無論線路最大傳輸功率設計為多大值，TCSCAC所需電容器的容量僅為TCSC電容器容量的m分之一或為TCR電抗器容量的(m-1)分之一。

建立SRmax的一般性計算公式是一個復雜問題。但對于本文傳輸功率調節(jié)范圍可用下列方法估計：

設SRC1max、SRC2max是變耦電抗裝置的二個帶耦電抗器RCC1、RCC2的最大工作容量，即圖7中的QRC1max、QRC2max，由圖7可見，QRC1max出現在PG=1.0，QRC2max出現在PG=1.65，不同時出現。保守可取SRmax=SRC1max+SRC2max。

由圖9和圖3可見，相應于PG=1.0，K=-1.0，XR1=XL1；相應于PG=1.65，有K=0.16，XR2=0.82XL1。 而XL1=(XC2-XC1)/2，故有，

上述分析結果表明，當單回線傳輸功率PG在(1.0～2.0)P0范圍內線性增加時，若串補容抗相應進行線性調節(jié)，采用TCSCAC所需電抗器的最大工作容量只是TCSC所需的TCR電抗器的最大工作容量的m分之一的41%左右。

對于本文應用的伊——馮輸電系統(tǒng)，m=2，P0=1.0 p.u.。據上述分析結果計算，所得二種串補裝置所需電容器、電抗器最大工作參數(忽略RCC的漏抗)如表3所示。

表3TCSCAC和TCSC所需電容器、電抗器最大工作參數比較表

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

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

由表3看出，若不考慮RCC的漏抗，據理論分析計算結果，TCSCAC所需電容器的最大工作容量僅為TCSC的50%，所需電抗器的最大工作容量僅為TCSC的20%左右?？紤]RCC的漏抗后，據功率調節(jié)計算結果(表1和圖6、圖7)，TCSCAC的電容器、RCC的Ugmax、Sgmax要偏高，但所需電容器、電抗器的最大工作容量和TCSC的比較結果和表3理論分析結果相差不很大。還必須說明，經過多次計算，TCSCAC所需晶閘管容量要比TCSC約高2.5～2.8倍，但晶閘管裝置投資比例不高。

必須指出，TCSCAC的等效容抗受設計值限制，在線路功率調節(jié)范圍內不是在任意狀態(tài)都能實現有效“強補”及暫穩(wěn)控制，若要靠本身提高暫穩(wěn)控制能力，則必須增加電容器的設計容抗，就要降低其經濟性。故TCSCAC和TCSC配合運行，技術經濟性能更好，前者用于大范圍內調節(jié)傳輸功率且長期運行保證靜穩(wěn)，兩者配合用于暫穩(wěn)控制和阻尼功率振蕩。

5 結 論

變耦電抗式可控串補應用的穩(wěn)態(tài)特性研究和試驗結果表明：

(1)考慮漏抗后的裝置可控電抗公式三個特殊點的電抗值符合物理解釋，實際裝置電抗的實測數據和公式計算結果變化規(guī)律基本吻合，證明了公式的正確性。

(2)TCSCAC應用于高壓輸電線路，可進行大范圍功率調節(jié)。單回線路傳輸功率線性遞增調節(jié)過程中TCSCAC按一定控制方法配合調節(jié)可保證靜穩(wěn)，串補裝置各組成設備電壓電流的變化規(guī)律的理論分析和試驗結果基本吻合；

(3)忽略漏抗后，當0

(4)經濟性能理論分析比較，若串補裝置的最大補償度是固定補償度的m，無論線路最大傳輸功率設計為多大值，TCSCAC所需電容器的容量僅為TCSC電容器基波容量的m分之一；當單回線傳輸功率PG在(1.0～2.0)P0(P0=1.0 p.u.)范圍內線性增加時，采用TCSCAC調節(jié)所需電抗器的最大工作容量只是TCSC所需的TCR電抗器的最大工作基波容量的m分之一的41%左右。但TCSCAC和TCSC配合運行，技術經濟性能更好，前者用于大范圍內傳輸功率調節(jié)且長期運行保證靜穩(wěn)，兩者配合用于暫穩(wěn)控制和阻尼功率振蕩。

[1] CHEN M J, WU B, LI S H,et al. Sensitivity model to power flow control capability using controllable series compensators[J]. Advanced Materials Research,2014,(1070): 929-937.

[2] YALCIN F. Modelling of TCSC for voltage regulation in power systems[J]. COMPEL,2016,35(5): 1625-1642.

[3] 吳小剛,雷凡,袁宇,等. TCSC與SVC在抑制電力系統(tǒng)次同步諧振中應用比較[J].中國電力, 2014,47(3):120-124.

[4] 李效珍,吉煒,湯海雁,等. 我國第一套國產化可控串補裝置在甘肅電網中的應用[J]. 電力設備,2005，(7):34-36.

[5] 曹繼豐．平果可控串補工程及其在南方電網中的作用[J]．電網技術，2004，28(14)：6-9．

[6] BRAUN K, THUMM G, KIRSCHNER L,等. 亞洲首個500 kV可控串補(TCSC)工程——天廣交流輸變電平果站可控串補一次系統(tǒng)設計方案[J]. 國際電力,2004,(4):49-54.

[7] JUMAAT S A, MUSIRIN L. Comparison of SVC and TCSC installation in transmission line with loss minimization and cost of installation via particle swarm optimization [J]. Applied Mechanics and Materials,2015,(785): 495-499.

[8] 李民族, 朱國榮, 劉曉東，等. 新型可控電抗的潮流調節(jié)方法[J]. 中國電機工程學報, 2001，21(4)：56-59.

[9] 李民族, 王世蓉, 朱國榮, 等. 變耦電抗式可控串補基本特性的研究[J]. 中國電力, 2006, 39(2)：22-26.

[10] 李民族,李穎，敖偉智．帶耦電抗器電磁結構設計[J]．高壓電器，2011,47(4)：57-63．

[11] 李民族，朱國榮，李穎，等．變耦式可控電抗特性、機理及應用[J]．電網技術，2004，28(10)：49-54．

[12] 吳大榕. 電機學(上)[M]. 北京：水利電力出版社, 1979.

[13] 武守遠，蔣衛(wèi)平，李亞健，等．可控串補用于暫態(tài)穩(wěn)定控制的模擬試驗研究[J]．電網技術，2000，24(3)：3-8．

[14] 林集明，鄭健超，吳成琦，等．伊—馮可控串補主要器件基本工作條件及總體工作能力探討[J]．電網技術，1997，21(9)：1-6．

[15] 李民族, 王民慧, 王武, 等. 變耦電抗式可控串補的動模實驗研究[J]. 電網技術，2009，33(7)：59-64.

[16] 明德剛. 高壓輸電線路可控串聯補償裝置動態(tài)模擬試驗研究[D]. 貴州：貴州大學,2009．

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.

國家自然科學基金資助項目 (50477056).

王世蓉(1978-)，女，副教授，主要研究方向為電力電子技術在電力系統(tǒng)和工業(yè)電網中的應用研究。