静态电压稳定的分析与控制算法.docx
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静态电压稳定的分析与控制算法
静态电压稳定的分析与控制算法
1基于连续潮流的电压稳定分析原理
1.连续潮流法
连续潮流法是进行静态电压稳定分析的经典方法,已有逾15年的研究历史,算法极为成熟[19]-[22]。
其原理是逐步增加系统负载或断面输电容量,计算相应状态下的潮流,如潮流计算成功,则认为系统在这一状态下存在运行点,反之,如潮流计算失败,则认为系统在这一状态下不存在运行点,或离失去正常运行点的状态很近,从而系统已临近静态电压失稳。
图2.1示意了连续潮流法计算原理,图中的曲线为熟知的PV曲线,亦称鼻形曲线,纵坐标表示节点电压,横坐标表示系统或相关区域或某节点或某断面的有功负载或负载增长率。
图中的预测环节根据已求得的潮流解点预测下一负载下的潮流解点,以加快计算速度;校正环节则通过潮流计算使预测点满足潮流方程,得到相应负载条件下的精确潮流解;在系统负载接近临界点时,连续潮流法将采用参数变换策略,改变预测和校正的方式,克服系统潮流方程雅可比矩阵在临界点处奇异带来的普通潮流程序计算发散等一些问题。
图2.1连续潮流法的计算原理
连续潮流法的优点是能得到系统在逐步增加负载后的运行状态,并提供直观的PV曲线信息,计算中可以较灵活的改变负载增加方式和系统调度方式,可以考虑变压器分接头和并联无功补偿等就地的局部控制措施,计算可靠,结果易于解释;缺点是计算量大,计算速度慢,很难考虑节点电压和主变/输电线容量等运行约束,也很难考虑最优发电机电压无功控制、最优系统有功调度等需要全网协调的控制措施。
此外,尽管PV曲线比较直观,但其所包含的信息对运行调度并无多少实际价值。
目前,在国外的一些静态电压稳定分析中,连续潮流法(即PV曲线分析法)已不作为主要方法,而降为辅助方法[16],因此本报告尽可能利用其他方法进行分析,并省略了大量故障运行状态下的PV曲线图形,只给出正常运行状态下的PV曲线。
PSS/E软件提供了PV/QV分析模块,即具有连续潮流计算功能,但用户对这一模块的可控性较弱,很难满足某些特定的计算要求。
因此,本课题基于PSS/E软件的潮流计算模块,采用IPLAN语言开发了连续潮流计算程序(称为VSA_CPF程序)。
该程序受PSS/E平台接口所提供的信息限制,无法实现连续潮流的高效计算技术,如切线或割线等一阶预测技术、正交或定弧长等校正技术、变参数或弧长化等参数化技术[19]-[22],而只能依靠PSS/E软件的潮流计算功能。
为此,VSA_CPF程序将前一潮流解作为系统负载加重后的潮流解预测,即采用零阶预测方法,并使用标准牛顿潮流计算作为校正方法。
为了改善系统重载下潮流计算的收敛性,程序在正常牛顿潮流计算发散后将系统的负荷转换为恒阻抗模型,再进行潮流计算[25]。
由于VSA_CPF程序未采用连续潮流法的高级计算技术,而完全基于反复的牛顿潮流计算,故计算效率较低。
虽然如此,VSA_CPF程序也实现了《电力系统安全稳定导则》静态电压稳定的计算思想,故而符合电力行业标准。
需说明的是,VSA_CPF程序所采用的这一计算方法在国外也有的应用[26],并且被用来分析更为复杂的中长期电压稳定问题[27]。
VSA_CPF程序在华东电网中的测试计算结果见本报告2.3.1节。
2.系统薄弱节点的评估
根据静态电压稳定的鞍结分岔(SaddleNodeBifurcation)理论[28][29][5],电压稳定的静态分析方法可以有一个动态解释,即,静态电压稳定临界点处潮流方程雅可比矩阵的右零特征向量指示了状态空间中电压崩溃初始动态的方向。
这一结论也适用于交直流混合系统[30]。
它部分地保证了静态电压稳定分析的合理性和静态电压稳定预防控制的有效性。
据此,临界点处潮流雅可比矩阵右零特征向量表示了电压崩溃时相关节点的电压跌落的严重程度,相应节点对应于该向量中的值越大,电压崩溃时的电压跌落就越严重,故可用以衡量系统的薄弱节点。
从几何上看,右零特征向量中与电压幅值相关的子向量即为PV曲线在临界点处切线对应的向量,因此PV曲线的切线也可起到同样的作用。
上述主要结论可简单解释如下:
设λ为负荷增长因子,x为节点电压幅值和相角组成的系统状态变量,则带标量参数的参数化潮流方程可写为:
f(x,λ)=0(2-1)
在几何上,上述方程定义了(x,λ)空间中的一条曲线,此曲线在PV坐标平面上的投影即为熟知的PV曲线。
将参数化潮流方程在某一潮流解处线性化,得:
fxdx+fλdλ=0(2-2)
其中,fx为潮流雅可比矩阵,fλ的含义为负荷增长方向。
潮流方程的线性化方程在几何上给出了相应运行点处切线(dx,dλ)满足的条件,其含义是在这一运行点附近,负荷若出现微小变化dλ,则状态变量dx的变化为(fx)1fλdλ。
显然,若负荷微小的变化导致某些节点电压幅值出现大幅变化,则这些节点对负荷变化非常灵敏,故是薄弱节点。
需注意的是,这些薄弱节点依赖于系统的运行点,故随负荷的逐步加重,运行点变化,这些薄弱节点也可能变化,这也是静态电压稳定分析的灵敏度状态指标法的重要缺点之一。
当负荷越来越大时,潮流雅可比矩阵fx逐渐趋于奇异,这时同样大小的负荷变化dλ会引起状态变量dx的更大变化。
在电压稳定临界点、即鞍结分岔点处,系统状态变量对负荷变化的灵敏度为无穷大,这时fx奇异,有一个零特征值,并存在相应的右零特征向量v满足特征方程fxv=0,此时负荷不能再沿负荷增长方向fλ增加,即dλ=0。
从几何上看,电压稳定临界点对应于潮流方程定义的曲线在λ轴方向的转折点(即鞍结分岔点),此处dλ=0,故切线为(dx,0),因此切线方程为fxdx=0。
将这一方程和临界点处的特征方程对比,可知曲线在临界点处的切线方向dx就是右零特征向量v的方向,这一方向中于节点电压幅值相关的子方向给出了临界点处节点电压的变化方向,电压变化越大的节点,电压崩溃也越严重,故是电压稳定薄弱节点。
需注意的是,给定系统初始运行条件,临界点处得到的薄弱节点仅依赖于系统负荷的变化方向,在这一含义下,薄弱节点的评估结果是唯一的。
不同于灵敏度等状态指标法,系统到达临界点过程中运行条件的变化对评估结果无影响。
将上述论述综合,即得所需的主要结论。
连续潮流法只能得到参数化潮流方程所定义的曲线上的一些离散的潮流解点,为了能定位电压稳定鞍结分岔点,进而准确得到临界点处潮流曲线的切线或者该处的雅可比矩阵及其右零特征向量,就必须采用静态电压稳定的崩溃点法[31][21]等其他计算方法,这不仅显著地增加了计算量,而且在PSS/E软件提供的接口能力下,是无法实现的。
由于曲线的切线可以用相邻两个点间的割线近似,故可以利用临界点及前一点两次潮流计算结果节点电压幅值的改变量近似PV曲线在临界点处的切线,从而得到电压稳定临界点处的系统薄弱节点。
这里需要强调的是负荷模型对静态电压稳定临界点(即电压崩溃点)和负荷消耗极限功率下的运行点(以下称最大功率点)的影响。
在一般理解中,最大功率点(即PV曲线的顶点)就是电压崩溃点(即鞍结分岔点),但这一结论成立的前提是负荷采用恒功率模型。
以如图2.2为例,设A点为初始运行点。
当负荷采用恒功率模型并增长时,系统在B点达到最大功率;由于这时负荷特性曲线(图中的垂直虚线)与PV曲线在此相切,进一步增长负荷将不存在运行点,故B点同时也是电压崩溃点。
然而在负荷采用多项式模型时,最大功率点和电压崩溃点通常不再一致[5][7][8]。
设多项式模型下负荷特性曲线为图示斜线,易知系统在B点达到最大功率,但这时负荷还可继续增长,直至电压崩溃点C点,在此负荷特性曲线与PV曲线相切。
显然,这时电压崩溃点负荷功率小于最大功率,电压崩溃点C处于PV曲线顶点的下方。
图2.2负荷模型与电压崩溃点和最大功率点的关系
出现上述情况的原因在于,负荷增长在一般含义下指的是负荷额定功率的增长,由于负荷节点电压不一定是额定值,故负荷的实际功率不等于额定功率。
在电力系统运行中,调度人员由SCADA系统获知的是负荷的实际功率,并不知道、也不关心接入系统的额定负荷功率。
与电压崩溃点相比,最大功率点对应于系统的输电/受电极限状态,更为运行人员所重视。
显然,若以电压崩溃点C处的功率、而非最大功率点B处的功率计算电压稳定的功率裕度,则所获得的电压稳定裕度将偏小,不符合课题的分析计算意图。
因此,本课题的电压稳定裕度计算基于最大功率点,并以最大功率点处PV曲线的割线评估系统的薄弱节点,这相当于以多项式负荷模型计算PV曲线,以恒功率负荷模型求取电压稳定功率裕度并评估系统的薄弱节点。
此外,普通潮流程序在电压崩溃点附近的收敛性问题源于鞍结分岔点处潮流雅可比矩阵奇异。
若负荷包含较多的恒阻抗和恒电流成分,则普通潮流程序也能计算到PV曲线顶点的下方,并在鞍结分岔点(C点)前计算失败,显然,在这一计算过程中可较容易地获得系统的最大功率。
若负荷完全由恒功率负荷构成,则最大功率点与鞍结分岔点一致,普通潮流计算在到达最大功率点前失败,这时为了准确地获得最大功率,就需采取改善潮流收敛性的措施。
除了上述鞍结分岔导致的静态电压失稳外,发电机无功越限这一离散事件也可能立即引发静态电压失稳[32],该现象在一些文献中称为极限诱导分岔(LimitInducedBifurcation)[33]或结构诱导分岔(StructureInducedBifurcation)[34]。
尽管还存在其他一些分岔现象,但只有鞍结分岔和极限诱导分岔能在参数小扰动下保持原有性态,故这两种分岔是导致静态电压失稳的典型原因。
在实际系统中,鞍结分岔是普遍存在的,故研究得最为充分[28][29][5]。
相对来说,极限诱导分岔出现的可能较小,目前研究尚不够充分,但由于其在电压失稳中的重要作用,近年来也引起了广大研究人员的关注,在某些方面也取得了一些结果[33][34]。
以下简单介绍一下极限诱导分岔的概念。
在电力系统分析中,发电机无功越限前,机端节点电压可控,以PV节点描述;无功越限后,机端节点电压不可控,以PQ节点描述。
这两种不同的描述导致了不同的潮流方程,从而不同的PV曲线。
在大部分情况下,发电机无功越限前后的PV曲线如图2.3所示,即A点处的无功越限导致电压临界点(即鞍结分岔点)由B变为C,系统的最大输电功率减小,但越限后的系统运行点A仍位于越限后PV曲线的上半支,由小扰动分析可知,这时系统仍保持电压稳定。
图2.3发电机越限前后的通常PV曲线
然而在负载较重时,越限前后的PV曲线可能相交于越限后PV曲线的下半支,即系统的PV曲线呈图2.4实线所示的尖锥状。
由于PV曲线下半支上的运行点小扰动不稳定,故发电机无功越限立即导致了静态电压失稳。
不同于鞍结分岔,在极限诱导分岔情况下,电压稳定临界点不再对应于潮流雅可比矩阵的奇异点,因而也不再存在右零特征向量,并且在该点处,PV曲线上下半支的切线也不连续。
较显然的是,在极限诱导分岔处,发生无功越限的发电机对系统的电压稳定性有决定性的影响,运行中要予以特别关注。
图2.4发电机无功越限导致的立即失稳
需强调的是,虽然PV曲线下半支上的运行点小扰动不稳定,但潮流计算仍收敛。
因此,潮流程序在极限诱导分岔点附近不存在收敛问题,并且在系统负荷进一步增长后,潮流计算得到的解点将处于越限后PV曲线的下半支,显然,这时某些节点电压较发电机无功越限前会反常升高。
由于通常情况下,发电机无功越上限后机端节点转为PQ节点,此后负荷的增加应该导致机端电压下降,因此极限诱导分岔情况下的异常情况可作为检测极限诱导分岔发生的标志[35]。
尽管极限诱导分岔也有逾15年的研究历史,但其理论远不如鞍结分岔成熟,至今仍无一个与该分岔相联系的较严格、完整的动态解释,因此基于极限诱导分岔的系统薄弱节点评估也未严格建立。
为了给出系统薄弱节点的一个近似估计,以满足课题研究的需要,考虑到电压失稳在发电机无功越限后发生,本课题采用越限后PV曲线下半支在临界点处的切线作为依据,到达临界点A后的两次潮流计算结果节点电压幅值的改变量做出判断,变化量越大则认为越薄弱。
需补充说明的是,华东电网各年规划数据的计算中均未发现极限诱导分岔,故上述近似处理未带来任何问题。
2基于OPF的电压稳定分析原理
1.基于OPF的静态电压稳定分析方法
基于OPF的静态电压稳定分析将功率裕度或负荷裕度计算描述成一个最优潮流(OPF)问题,即在潮流方程和相关运行/控制条件的约束下,系统所能承受的最大负荷,其数学模型一般可写为:
maxλ
s.t.:
(2-3)
其中,λ为负荷增长因子,表征了裕度的大小;SB为所有节点的集合,Vi和δi分别为节点i的电压幅值和相角;SG为有功电源集,PGi为节点i的有功出力;SR为无功电源集,QRi为节点i的无功出力;SC为可投切并联电容器/电抗器集,B为等值并联电纳;ST为有载调压变压器集,K为变比,St为主变t的负载;SL为输电线路集,Sj为线路ij的负载,Gij+jBij为线路ij的导纳。
这一方法也有逾15年的研究历史[23],能在考虑节点电压约束、发电机有功/无功出力约束、线路/变压器容量约束、并联补偿电容/电抗器容量约束、变压器分接头档位约束等的同时,直接求得电压崩溃点。
与连续潮流法相比,由于考虑了节点电压和线路/主变容量等运行约束,该方法的计算结果更能体现实际系统的运行要求。
除此之外,该方法还能得到相关控制变量(如发电机无功、母线无功补偿量等)对电压稳定裕度的灵敏度[29][36][5],这些信息对于制订提高静态电压稳定裕度的有效控制策略具有重要的价值。
除上述两点外,基于OPF的静态电压稳定分析的优点还包括能方便地考虑最优发电机电压无功控制、最优系统有功调度等全网协调性的控制措施,也能方便地考虑变压器分接头和并联无功补偿等就地的局部控制措施,计算速度快,计算较可靠;缺点是无法得到系统逐步增加负载时的运行状态,故而不能提供PV曲线信息,也很难在计算过程中改变系统负载增加方式或有功调度方式。
另外,该方法的计算收敛性与模型表述和程序性能等因素密切相关,情况比较复杂;其计算结果不如连续潮流法直观,有时需要仔细分析才能予以解释。
目前PSS/E软件不提供该功能,故本课题采用IPLAN语言开发了基于PSS/E软件OPF模块的静态电压稳定分析程序(称为VSA_OPF程序)。
不同于基于PSS/E潮流模块的连续潮流静态电压稳定分析,基于PSS/E最优潮流模块的静态电压稳定分析至今尚无公开发表的研究结果,因此具有较强的创新性。
VSA_OPF程序在华东电网中的测试计算结果见本报告2.3.2节。
2.提高静态电压稳定性的控制点选择
根据静态电压稳定的鞍结分岔理论[29][36][5],系统临界点处潮流雅可比矩阵左零特征向量表示了相应节点状态进行电压稳定控制的有效程度,即左零特征向量中与电压幅值对应的元素表征了静态电压稳定裕度对该节点电压幅值改变的灵敏度,左零特征向量中与电压相角对应的元素表征静态电压稳定裕度对该节点电压相角改变的灵敏度。
因此,求得系统临界点处潮流雅可比矩阵左零特征向量就能正确选择提高静态电压稳定性的状态控制点。
上述结论的导出需涉及较抽象的稳定流形的概念,这里简单解释如下:
在通常情况下,系统的稳定边界主要由不稳定平衡点的稳定流形WS(x)所构成[37]-[39]。
在电压稳定临界点、即参数化潮流方程鞍结分岔点处,雅可比矩阵fx奇异,具有一个零特征值,并存在相应的左零特征向量w满足特征方程wfx=0;fx其余的特征值都具有负实部,与这些特征值相应的右特征向量在状态空间(x)中张成一个通过临界点x的系统稳定流形WS(x)的超切平面TWS(x)。
由线性代数知识知,左零特征向量w垂直于fx的非零右特征向量,故左零特征向量w在临界点处垂直于超平面TWS(x),因此沿w方向进行控制可以在状态空间中迅速远离稳定边界WS(x),因此,左零特征向量给出了对相应节点状态进行电压稳定控制的有效程度。
左零特征向量给出的是状态空间中电压稳定控制有效性的信息,其使用不太方便,因为很难直接控制节点电压幅值和相角。
在电力系统中,容易控制的是节点功率,因此功率注入空间中的电压稳定控制有效性信息更为实用,其公式推导如下。
对一般参数化潮流方程f(x,λ,p)=0,其中标量参数λ为负荷增长因子,参数p为任意固定参数,如PQ节点的发电机无功出力、PV节点的发电机电压等。
设初始负荷值为l0,负荷变化方向为d,则参数化潮流方程可写为:
f(x,l0+λd,p)=0(2-4)
对初始负荷l0进行扰动,并设负荷变化方向不变,则线性化形式为
fxdx+fl(dl0+ddλ)+fpdp=0(2-5)
在电压稳定临界点处,潮流雅可比矩阵fx奇异,有一左零特征向量w满足wfx=0。
用w左乘式(2-5),并整理,得:
dλ=
dl0
dp(2-6)
上述公式不仅给出了节点功率控制的灵敏度,也给出了其他参数控制对功率裕度的灵敏度,可用以选择提高静态电压稳定的有效控制点。
基于公式(2-6)进行控制点选择需要临界点处潮流雅可比矩阵的左零特征向量,而这一向量难以由PSS/E软件提供的结果获得。
此外,公式(2-6)的推导基础是发生鞍结分岔,极限诱导分岔的发生将使上述结论失效。
这两个因素导致不能简单的直接采用上述方法,需要其他途径。
将基于OPF的静态电压稳定分析模型(2-3)抽象为如下具有等式和表达式约束的优化问题:
maxλ
s.t.:
f(x,l0+λd,p)=0(2-7)
g(x)0
易知,其Lagrange函数可写为L(x,λ)=λ+uTf(x,l0+λd,p)+vTg(x),u和v为Lagrange乘子列向量。
由此,可写出Kuhn-Tuchker条件式(2-8),其中第3、4式为原问题(2-7)的约束条件,最后一式为互补松弛条件。
Lx=fxTu+gxTv=0
Lλ=1+uTfpd=0
f(x,p0+λd,p)=0(2-8)
g(x)0
v0
vTg(x)=0
为了理解Lagrange乘子的含义,首先假设问题(2-7)没有不等式约束条件,这时式(2-8)退化为如下3式:
Lx=fxTu=0
Lλ=1+uTfpd=0
f(x,p0+λd,p)=0
其第2式为一规范化条件,表明d不垂直于fpTu;第3式为原问题的等式约束条件;而第1式表明潮流雅可比矩阵fx奇异,因而原问题最优解对应于系统的鞍结分岔点。
显然,Lagrange乘子u恰为fx的左零特征向量的转置。
PSS/E软件提供了相关的Lagrange乘子,因此在这一情况下,可利用基于鞍结分岔理论的公式(2-6)选择提高静态电压稳定的有效控制点。
其次考虑问题(2-7)有不等式约束的情况。
若在电压稳定临界点处,某不等式严格成立,即gi(x)>0,则由互补松弛条件知,其相应的Lagrange乘子必然有vi=0,显然,去除这一不等式对Kuhn-Tuchker条件式(2-8)、因而问题(2-7)的最优解无影响。
若临界点处某不等式临界成立,即gi(x)=0且vi=0,则去除这一不等式也对问题(2-7)的最优解无影响。
因此,以下考虑不等式约束严格绑定、即g(x)=0且vi>0的情况。
显然,这时由式(2-8)的第1式知,最优解处潮流雅可比矩阵fx不奇异,且最优解点对应于某一/某些约束的越限点。
然而这一解点未必是极限诱导分岔点,其原因为:
在极限诱导分岔下,越限后的系统运行点不稳定,即处于PV曲线的下半支;而在问题(2-7)的一般含义下,约束可以包含节点电压幅值、支路/主变容量等约束,这些约束越限、进而绑定并不导致系统立即失稳,而只是表明受其限制,系统的负荷无法进一步增长。
可见,由于基于OPF的静态电压稳定分析模型(2-3)考虑了一些连续潮流法未考虑的约束,而不仅仅是发电机无功出力约束,故不能简单地把极限诱导分岔点等同于约束越限时所对应的最优解点,需做具体区分。
由于在基于OPF的静态电压稳定分析模型(2-3)中,可以允许发电机有功出力等变量最优调节,故可视为一个多参数系统,这比连续潮流法中仅负荷增长因子可以变化的单参数情况复杂得多,因此在这一区分方法上,现有的初步研究成果无法应用[40][41]。
本课题的研究均基于PSS/E软件,其OPF计算结果给出了潮流有功和无功方程对应的Lagrange乘子以及节点电压、发电机无功等越限变量对目标函数的灵敏度,这些信息极为有用。
据此,VSA_OPF程序可以选择提高静态电压稳定性的有效控制点,即某节点有功方程对应的Lagrange乘子越大,则在该节点负荷的有功减载越能提高电压稳定裕度;某节点无功方程对应的Lagrange乘子越大,则在该节点进行无功补偿越能提高电压稳定裕度。
该方法在华东电网中的示例见本报告2.3.2节。
最后需要说明的是,若电网导纳矩阵所有元素的实部均为零,即所有支路电阻为零,且各节点无对地电导,则由极坐标潮流方程雅可比矩阵的公式易知,潮流雅可比矩阵对称,从而鞍结分岔点处雅可比矩阵的左零特征向量和右零特征向量完全一致。
由于实际电网的支路电阻一般不为零,节点对地电导也可能存在,故潮流雅可比矩阵不对称。
但高压电网的支路电阻通常远小于电抗,而节点对地电导一般也很小,故潮流雅可比矩阵仍具有较好的对称性,因此鞍结分岔点处雅可比矩阵的左零特征向量和右零特征向量也具有一定程度的一致性。
根据2.2.1和2.2.2节的分析结论,鞍结分岔点存在的普遍性,以及PSS/E软件节点电压输出结果的极坐标形式,可以预期提高电压稳定性的有效状态控制点也往往是系统薄弱节点,这将在本报告中得以印证。
3静态电压稳定控制原理
概括说来,提高电压稳定控制性的控制措施主要有:
Ø发电机调压:
其突出的优点是投入成本很小,控制效果很明显,但控制能力受发电机最大无功容量的约束,且对发电机有功出力可能有一定影响。
Ø发电机有功调度:
该控制措施的控制效果通常也很明显,但会改变系统的有功调度计划,故不宜作为提供电压稳定性的常规控制措施。
Ø静态并联无功补偿:
是最常用的控制措施,在负荷侧补偿可提高负荷侧电压,在发电侧补偿可增加发电机动态无功储备。
静态并联补偿的优点是投入成本较小,效果较明显,但其产生的无功与补偿点的电压有关,系统节点电压较低、急需无功时,其产生的无功反而减小,会影响补偿的预期效果。
此外,从动态电压稳定性来看,系统不宜过度装配静态补偿设备,否则动态电压稳定性可能无法满足性能要求。
Ø动态无功补偿:
同步调相机/SVC/SVG/STATCOM等动态无功补偿在正常调节范围内能维持补偿点电压恒定,对电压稳定性非常有利,但其投入成本很高,不宜作为提高静态电压稳定性的常规控制措施,而应结合动态电压稳定性等其他评估结果判断是否采用。
Ø有载调压变压器分接头(OLTC)调整:
在正常情况下,OLTC调整可改善主变二次测的电压,能在一定程度上提高局部小地区的电压稳定性,但该控制措施不产生无功,只能改变局部小地区的无功分布,故较大区域内无功不足、电压稳定性较差时,调整OLTC反而可能恶化系统的电压稳定性,必须予以闭锁。
需说明的是,类似于华东电网这样的大系统中在何种条件下需闭锁OLTC目前尚无明确可行的理论和方法可借鉴,故本课题不建议将OLTC调整作为常规控制手段。
Ø网络增强和控制:
包括新建输电线路、输电线路的静态串联补偿和可控串联补偿(TCSC)等措施,投入较大,
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