CN105119298B - 混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，在建立混合无功补偿装置等效模型、传输线理论及变电站简化模型的基础上，应用数学解析方法推导VFT计算表达式，分析线路长度及站内设备等效电容对VFT频率的影响，计算站内不同位置DS闭合时可控高抗等效电容变化对站内各处特快速暂态过电压幅频特性的影响。结果表明，站内可控高抗可以降低VFT的振荡频率，气体绝缘设备(GIS)中DS闭合在可控高抗端口产生的VFTO各主要频率对应的幅值会随可控高抗等效电容增大而降低，串补内DS闭合时可控高抗端口产生的VFTO峰值随串补杂散电容增大而增大而不利于绝缘，架空线路长度增加会抑制可控高抗端口VFTO。

Description

混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法

技术领域

本发明涉及特高压混合无功补偿变电站技术领域，尤其涉及一种特高压混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法。

背景技术

特高压交流电网可以实现区域电网互联、资源优化配置和调整能源结构，但随着系统输送功率增大，无功功率变化更加频繁，会对系统的安全运行产生一定的影响。其影响主要体现在系统阻抗限制输送功率增长和过电压限制与输送大功率无功需求形成矛盾两方面，采用串补、分级可控高抗相协调的混合无功补偿方式是解决上述问题较为理想的方案。

当混合无功补偿装置安装在特高压变电站内时，气体绝缘设备(GIS)中隔离开关(DS)分合会产生的快速暂态过电压(VFTO)以及快速暂态过电流(VFTC)的幅频特性会受到补偿装置的影响，会对电气设备绝缘和其控制系统产生威胁。

国内外对常规线路的VFTO和VFTC的机理特性、影响因素、危害与防护进行了大量的研究，比如，提出一种基于时域有限元的计算方法，得到传输线上各点的电压与电流值。根据GIS隔离开关的电场分布，采用有限元分析方法建立三维静电场数学模型。进行特高压变电站内部结构对隔离开关动作所产生VFTO的幅频特性的暂态分析。分析了不同抑制设备作用下VFTO、VFTC变化规律以及各种抑制方法的优劣等等。上述研究对VFTO的产生机理、影响因素及抑制方法进行了深入分析，但尚未有涉及含有混合无功补偿装置变电站VFTO幅频特性的研究，也尚未有特快速暂态波作用下的混合无功补偿集中参数等效模型提出。

发明内容

本发明的目的就是为了解决上述问题，提出了一种特高压混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，该方法充分考虑特快速暂态波的传输特性，通过分析特快速暂态波频率的主要影响因素，得到了变电站内不同位置DS闭合时混合无功补偿装置端口VFTO的幅频特性，可以为特高压变电站内部设计提供理论支撑，具有现实意义。

为了实现上述目的，本发明采用如下技术方案：

一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，包括以下步骤：

(1)根据特高压混合无功补偿变电站内混合无功补偿装置的组成以及特高压混合无功补偿变电站内传输线路的架构，分别建立混合无功补偿装置等效模型和传输线模型；

(2)将混合无功补偿装置以及变电站内其他电力设备进行等效，得到变电站内系统等效模型；

(3)根据变电站内系统等效模型，结合传输线模型，得到变电站内系统分布参数等值电路；

(4)分别求取GIS内部和可控高抗端口的电压、电流的频域函数表达式；

(5)通过上述频域函数表达式分析GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响；

(6)通过上述频域函数表达式分析串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响。

所述步骤(1)中，特高压混合无功补偿变电站内混合无功补偿装置包括：串补装置和分级可控高抗；串补装置包括：电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙、旁路断路器和阻尼装置；电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙和旁路断路器依次并联连接，阻尼装置连接在氧化锌避雷器和火花间隙之间；

分级可控高抗包括：高阻抗变压器、串联电抗、机械开关和晶闸管；高阻抗变压器与串联电抗串联连接，机械开关和晶闸管并联连接组成并联支路一，串联电抗分级与并联支路一并联连接，通过开断晶闸管进行感性无功功率调节。

所述步骤(1)中，建立的混合无功补偿装置等效模型包括：串补装置等效模型和分级可控高抗等效模型；

串补装置等效模型具体为：依次并联的等效电容C_D、C_C、C_M、C_H和C_S，在等效电容C_M和C_H之间串联等效电容C_L；

分级可控高抗等效模型具体为：等效电容C₁₂的一端与等效电容C₁连接，等效电容C₁₂的另一端与等效电容C₂连接，等效电容C₁和等效电容C₂的另一端均接地；

其中，C_D为旁路开关，C_C为电容器组，C_M为避雷器，C_H为火花间隙，C_L为阻尼装置，C_S为旁路断路器，C₁为原边入口电容，C₂为副边入口电容，C₁₂为原、副边转移电容。

所述步骤(2)中，所述变电站内系统等效模型建立的时候，变压器、断路器暂态等效模型采用固定电容表示，站内的其它电力设备等效波阻抗与母线相近，等效为固定长度的母线，假定不发生电晕，省略线路的并联电导；

得到的变电站内系统等效模型具体为：

电力变压器等效电容C_T、隔离开关DS、断路器与隔离开关之间的母线M₁、断开状态断路器CB、断路器与末端之间母线M₂、空载侧架空线路W₁、串补对地杂散电容C_G1依次串联连接；串补装置Z_C和串补对地杂散电容C_G2串联后与串补对地杂散电容C_G1并联连接；可控高抗Z_R一端连接在断路器与末端之间母线M₂和空载侧架空线路W₁之间，另一端接地；隔离开关DS两端分别连接电源侧电压U_S和空载侧架空线路W₁之间。

所述步骤(4)中，GIS内部电压、电流的拉普拉斯频域函数表达式U_A(s)、I_A(s)分别为：

其中，s为拉普拉斯算子，p_i为隔离开关动作时变电站内VFTO与VFTC的自然振荡频率，i＝1…n；U_S(s)为隔离开关电源侧的拉普拉斯变换式，Z_A(s)为空载侧GIS内部等效阻容的拉普拉斯变换式，Z_c1(s)为断路器与隔离开关之间的母线等效阻抗的拉普拉斯变换式，U_A(s)为GIS内部电压的拉普拉斯变换式，N_A(s)、D₁(s)与M_A(s)分别表示U_A(s)的分子、分母与I_A(s)的分子，n_2,i(i＝1…n)和m_2,i(i＝1…n)为待定系数，应用求极限的方法确定待定系数的值。

所述步骤(4)中，可控高抗端口的电压、电流的拉普拉斯频域函数表达式U_B(s)、I_B(s)分别为：

其中，U_A(s)为GIS内部电压的拉普拉斯变换式，Z_B(s)为空载侧可控高抗端口处等效阻容的拉普拉斯变换式，Z_AB(s)＝Z_B(s)+Z_C2，Z_C2为断路器与末端之间母线等效阻抗的拉普拉斯变换式，Y_C2为断路器与末端之间母线等效导纳的拉普拉斯变换式，Z_R(s)为可控高抗的暂态等效电路参数的拉普拉斯变换式，C_b为断路器断口电容。

所述步骤(5)中，GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响具体为：

串补装置电容等效参数较大，在特快速暂态波作用下相当于短路，基本不会对VFTO产生影响。

所述步骤(5)中，GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响具体为：

GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的自然振荡角频率在一定的频率范围内，随着可控高抗等效电容C_R的增大而减小；通过调整可控高抗的补偿度从而改变可控高抗等效电容C_R的幅值，能够调节VFTO的频率；

通过增加可控高抗等效电容C_R，能够降低可控高抗端口的VFTO峰值。

所述步骤(6)中，串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响因素具体为：

串补杂散电容增大虽减小了可控高抗端口VFTO的振荡频率，由于可控高抗端口VFTO的峰值大幅度增加且频率较高，VFTO对可控高抗的绝缘威胁增大，应通过合理的屏蔽方法降低串补杂散电容。

所述步骤(6)中，串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响因素具体为：

通过增加可控高抗与串补装置之间架空线路的长度抑制可控高抗端口VFTO的产生。

本发明的有益效果是：

通过分析特快速暂态波频率的主要影响因素，得到了变电站内不同位置DS闭合时混合无功补偿装置端口VFTO的幅频特性，可以为特高压变电站内部设计提供理论支撑，具有现实意义。

附图说明

图1(a)为串联补偿装置结构示意图；

图1(b)为分级可控高抗结构示意图；

图2(a)为串联补偿装置等效图；

图2(b)为分级可控高抗等效图；

图3(a)为带集中电阻的线路模型示意图；

图3(b)为π型线路模型示意图；

图4为变电站内系统简化等效模型；

图5为变电站内分布参数等值电路示意图；

图6为变电站站内VFTO波形解析计算与仿真结果对比图；

图7为可控高抗等效电容对频率的影响示意图；

图8为可控高抗等效电容对VFTO峰值的影响示意图；

图9为可控高抗等效电容对相应频率幅值的影响示意图；

图10为串补内DS动作时变电站内简化等效模型示意图；

图11为串补杂散电容C_G对可控高抗端口VFTO的影响示意图；

图12为W₁对可控高抗端口VFTO的影响示意图。

具体实施方式：

下面结合附图与实施例对本发明做进一步说明：

本发明公开了一种特高压混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，具体包括以下内容：

1、安装混合无功补偿的站内设备等效模型

1.1混合无功补偿装置结构及等效模型

混合无功补偿由串补装置和分级可控高抗组成，串补装置包括：电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙、旁路断路器和阻尼装置；电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙和旁路断路器依次并联连接，阻尼装置连接在氧化锌避雷器和火花间隙之间，其结构如图1(a)所示。分级可控高抗包括：高阻抗变压器、串联电抗、机械开关和晶闸管；高阻抗变压器与串联电抗串联连接，机械开关和晶闸管并联连接组成并联支路一，串联电抗分级与并联支路一并联连接，通过开断晶闸管进行感性无功功率调节，其结构图如图1(b)所示。

目前，尚未有特快速暂态波作用下的混合无功补偿集中参数等效模型提出，本文根据CIGRE建议的模型提出串补与可控高抗的集中参数模型如图2(a)和图2(b)所示。

其中，图2(a)表示VFTO作用下的串补装置等效模型，其各部分器件分别用相应的电容、电感等效，C_D为旁路开关，C_C为电容器组，C_M为避雷器，C_H为火花间隙，C_L为阻尼装置，C_S为旁路断路器，其中C_C远大于其他等效电容。串补装置等效模型具体为：依次并联的等效电容C_D、C_C、C_M、C_H和C_S，在等效电容C_M和C_H之间串联等效电容C_L；

图2(b)为VFTO作用下的分级可控高抗等效模型，C₁为原边入口电容，C₂为副边入口电容，C₁₂为原、副边转移电容。分级可控高抗等效模型具体为：等效电容C₁₂的一端与等效电容C₁连接，等效电容C₁₂的另一端与等效电容C₂连接，等效电容C₁和等效电容C₂的另一端均接地。

1.2传输线模型

特高压变电站中含有GIS母线和架空线路两种传输线，相对架空线路，虽GIS母线结构比较复杂，仍可用不同波阻抗的线路分布参数模型表示，应用Dommel传输线理论，将其等效为含有集中电阻的无损线路，如图3(a)所示，为了方便计算，线路可以进一步简化为π型等效模型，如图3(b)所示。

由图3(a)所示母线等效模型可知，集中电阻被分为三部分，其中两端的阻值为R/4，中间部分为R/2，其阻值应远小于波阻抗，R的表达式如式(1)所示

其中，ρ为电阻率，l为母线长度，r为导体等效半径，ω为角频率，μ为真空磁导率。

无损线路为频率相关函数，需要在频域研究Bergeron等效传输线的表达式，无损线路波过程的电压与电流解，如式(2)所示。

式中，V₁、V₂、I₁₂、I₂₁分别为图3(a)中点1处的电压、点2处电压、点1处到点2处的电流、点2处到点1处的电流。τ＝l/2c为波在每个无损线路段的传播时间，c为波在线路上的传输速度，z为线路波阻抗。图3(b)中节点1与节点2之间的等效阻抗Z_C和等效导纳Y_C可以表示为

2、特快速暂态波幅频特性计算及验证

在特高压变电站内VFTO分析计算过程中，变压器、断路器暂态等效模型采用固定电容表示，站内的其它电力设备，如电流互感器、绝缘子、接地开关等，其等效波阻抗与母线相近，可以等效为固定长度的母线，假定不发生电晕，省略线路的并联电导。站内简化等效模型如图4所示。

电力变压器等效电容C_T、隔离开关DS、断路器与隔离开关之间的母线M₁、断开状态断路器CB、断路器与末端之间母线M₂、空载侧架空线路W₁、串补对地杂散电容C_G1依次串联连接；串补装置Z_C和串补对地杂散电容C_G2串联后与串补对地杂散电容C_G1并联连接；可控高抗Z_R一端连接在断路器与末端之间母线M₂和空载侧架空线路W₁之间，另一端接地；隔离开关DS两端分别连接电源侧电压U_S和空载侧架空线路W₁之间。

图4中C_T为电力变压器等效电容，U_S为电源侧电压，DS为隔离开关，U_L为空载侧电压，M₁为断路器与隔离开关之间的母线，CB为断开状态断路器，M₂为断路器与末端之间母线，W₁为空载侧架空线路，C_G为串补对地杂散电容。M₁、M₂和W₁的长度分别为l₁、l₂、l₃，Z_R、Z_C分别为可控高抗和串补的暂态等效电路参数，其拉普拉斯变换如式(4)所示。

式中，s为拉普拉斯算子，s＝jω，C_R为可控高抗的等效电容，将图3(b)中的传输线模型代入图4可以进一步简化得到变电站站内系统分布参数等值电路如图5所示。

图5中C_b为断路器断口电容，Z_C1、Y_C1、Z_C2、Y_C2、Z_C3、Y_C3分别为M₁、M₂和W₁的等效阻抗和导纳的拉普拉斯变换式。Y_C为串补对地杂散电容对应电纳与Y_C3/2的并联值，A、B点分别位为GIS内部和可控高抗端口。忽略隔离开关弧阻，隔离开关两端的VFTC相等，如式(5)所示。

式中，U_S(s)和U_L(s)分别为隔离开关电源侧和空载侧电压的拉普拉斯变换式，Z_S(s)和Z_L(s)分别为隔离开关电源侧和空载侧等效阻容的拉普拉斯变换式，如式(6)所示。

式中，Z_A(s)和Z_B(s)分别为空载侧A、B点处等效阻容的拉普拉斯变换式，在角频率ω不为零的情况下，可将式(5)简化为

Z_S(s)+Z_L(s)＝0 (7)

求解式(7)得到隔离开关动作时变电站内VFTO与VFTC的自然振荡频率为p_i(i＝1…n)。U_S(s)与隔离开关电源侧电流拉普拉斯变换式I_S(s)可以表示为

式中，U_S0和U_L0分别为隔离开关闭合前其电源侧和空载侧的残压，N_S(s)、D_S(s)与M_S(s)分别表示U_S(s)的分子、分母与I_S(s)的分子，n_1,i(i＝1…n)和m_1,i(i＝1…n)为待定系数。应用求极限的方法可以确定n_1,i的值，即

确定待定系数后，可得到隔离开关电源侧电压U_S(t)与电流I_S(t)的时域函数表达式为：

同理，GIS内部A点处电压、电流的拉普拉斯变换式U_A(s)、I_A(s)可以表示为

可控高抗端口点B处的电压、电流的拉普拉斯变换式U_B(s)、I_B(s)可以表示为

参照特高压示范工程，特高压变电站站内系统简化等效模型计算参数如下所示：U_S＝1p.u.，母线波阻抗z₁＝90Ω，架空线波阻抗z₂＝500Ω，l₁＝10m、l₂＝50m、l₃＝100m，C_T＝10nF，c＝300m/μs，C_b＝600pF，可控高抗等效电容C_R＝500pF，C_C＝1μF。将上述参数通过上述方法推导出点A处电压时域波形，与采用相同电路结构和参数的EMTP仿真模型相比较，如图6所示。从图6中的比较可以看出，由于解析计算所取频率范围为100kHz～50MHz，计算结果与EMTP所得到的仿真结果差别不大，波形基本一致。

3、GIS中DS闭合时产生的VFTO

GIS中DS闭合过程中会在变电站中产生特快速暂态波，会在GIS内部以及可控高抗端口处产生VFTO，按上述时频变换解析计算方法所求得的点A、B处电压波主要自然振荡角频率及其相应幅值如表1所示：

表1变电站内点A、B处电压幅频特性

通过表1所给数据可以看出，在位置A、B处的VFTO主频分别为f₃和f₁，由于串补电容等效参数Z_C较大，在特快速暂态波作用下相当于短路，基本不会对VFTO产生影响，可控高抗等效电容对频率的影响如图7所示。

从图7中可知，可控高抗等效电容C_R增大的过程中，f₁、f₃分别从1.94MHz降到1.16MHz和从6.05MHz减小到5.21MHz，C_R在0.1～8nF变化时，频率变化较大，C_R在8～40nF变化时，频率基本不再变化，说明安装无功补偿装置的变电站内，通过调整可控高抗的补偿度从而改变C_R的幅值，可以达到调节VFTO频率的目的。

除了频率之外，可控高抗等效电容C_R还会影响变电站内各处VFTO的峰值，点A、B的VFTO峰值与C_R之间的关系如图8所示。

从图8中可知，点A处的VFTO峰值约为1.8p.u.，基本不受C_R变化的影响。点B处的VFTO峰值受C_R的影响很大，与C_R之间为非线性关系，当C_R为0.1nF时，VFTO峰值约为1.6p.u.。随C_R的增加，VFTO峰值不断下降，降速减小，增加至5nF后，降速基本降低到零，VFTO峰值降低到0.1p.u.以下。结果表明，可以通过增加可控高抗等效电容从而有效降低可控高抗端口的VFTO峰值。

特高压混合无功补偿装置端口VFTO幅频特性为其内部绝缘设计的主要参考因素，需要进一步分析VFTO各频率相应幅值与C_R之间的关系，图9给出了C_R对点A处、点B处VFTO各相应频率幅值的影响。

从图9中可知，点A处VFTO的f₁、f₃对应的幅值基本不受C_R变化的影响，点B处的VFTO的f₁、f₃对应的幅值随C_R的增大不断减小，其中当C_R为0.1nF时，f₁对应的幅值最大，降速最快，C_R的增加至5nF时，f₃对应的幅值基本降到零，f₁对应的幅值为0.05p.u.。结果表明，当C_R取5nF时，可控高抗端口的VFTO的各主要频率对内部绝缘的影响可以忽略。

4、串补装置中DS闭合产生的VFTO

在应用隔离开关闭合串补平台时，会产生多重燃弧，在串补杂散电容的作用下，可控高抗端口产生快速暂态波，威胁其内部绝缘。串补内隔离开关动作时变电站内简化等效模型如图10所示。

图10中M₁₂为母线，串补内DS闭合过程中，则可控高抗端口的VFTO幅频特性主要受串补杂散电容C_G、架空线路W₁长度等因素的影响，根据拉普拉斯变换频域求解方法可求得可控高抗端口的VFTO幅频特性随C_G、W₁长度变化如图11、图12所示。

从图11可知，随着C_G从0.1nF增大到40nF，可控高抗端口VFTO的频率ω₁由0.97MHz减小为0.14MHz，频率ω₂由2.46MHz减小为1.41MHz，，峰值由1.18p.u.增加到1.96p.u.，当C_G大于15nF时，可控高抗端口VFTO峰值几乎不再变化。结果表明，串补杂散电容增大虽减小了可控高抗端口VFTO的振荡频率，由于峰值大幅度增加且频率ω₂较高，VFTO对可控高抗的绝缘威胁增大，应通过合理的屏蔽方法降低串补杂散电容。

从图12可知，随着W₁的长度从1m增大到550m，VFTO的主频由0.55MHz减小为0.11MHz，分级可控高抗端口VFTO峰值从2.35p.u.降低到1.288p.u.。结果表明，可以通过增加可控高抗与串补之间架空线路的长度抑制可控高抗端口VFTO。

5、结论

本发明基于传输线理论通过时频结合的数学解析方法得到了安装有混合无功补偿装置的特高压变电站内快速暂态波幅频特性，得到如下结论：

(1)特高压变电站内快速暂态波是由多个数兆赫的频率分量的波组成，振荡频率受线路长度及站内设备在暂态波作用下的等效阻容的影响，站内不同位置的暂态波主要振荡频率不同，GIS内部VFTO主要振荡频率要高于可控高抗端口的VFTO主频。

(2)GIS内DS闭合过程中，变电站内安装混合无功补偿装置可以通过调整可控高抗的补偿度从而改变C_R的幅值，达到调节VFTO频率的目的。点A处所产生的VFTO峰值基本不受C_R增大的影响，点B处的VFTO峰值随C_R增大大幅降低下降。

(3)串补内DS闭合过程中在可控高抗端口所产生的VFTO，由于峰值随C_G升高大幅度增加且频率ω₂较高，VFTO对分级可控高抗的绝缘威胁增大，可以通过增加串补和分级可控高抗之间的架空线路的长度降低可控高抗端口VFTO。

上述虽然结合附图对本发明的具体实施方式进行了描述，但并非对本发明保护范围的限制，所属领域技术人员应该明白，在本发明的技术方案的基础上，本领域技术人员不需要付出创造性劳动即可做出的各种修改或变形仍在本发明的保护范围以内。

Claims (10)

1.一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，包括以下步骤：

(1)根据特高压混合无功补偿变电站内混合无功补偿装置的组成以及特高压混合无功补偿变电站内传输线路的架构，分别建立混合无功补偿装置等效模型和传输线模型；

(2)将混合无功补偿装置以及变电站内其他电力设备进行等效，得到变电站内系统等效模型；

(3)根据变电站内系统等效模型，结合传输线模型，得到变电站内系统分布参数等值电路；

(4)分别求取GIS内部和可控高抗端口的电压、电流的频域函数表达式；

(5)通过上述频域函数表达式分析GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响；

(6)通过上述频域函数表达式分析串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响。

2.如权利要求1所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(1)中，特高压混合无功补偿变电站内混合无功补偿装置包括：串补装置和分级可控高抗；串补装置包括：电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙、旁路断路器和阻尼装置；电容器组、氧化锌避雷器、火花间隙和旁路断路器依次并联连接，阻尼装置连接在氧化锌避雷器和火花间隙之间；

分级可控高抗包括：高阻抗变压器、串联电抗、机械开关和晶闸管；高阻抗变压器与串联电抗串联连接，机械开关和晶闸管并联连接组成并联支路一，串联电抗分级与并联支路一并联连接，通过开断晶闸管进行感性无功功率调节。

3.如权利要求1所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(1)中，建立的混合无功补偿装置等效模型包括：串补装置等效模型和分级可控高抗等效模型；

串补装置等效模型具体为：依次并联的等效电容C_D、C_C、C_M、C_H和C_S，在等效电容C_M和C_H之间串联等效电容C_L；

分级可控高抗等效模型具体为：等效电容C₁₂的一端与等效电容C₁连接，等效电容C₁₂的另一端与等效电容C₂连接，等效电容C₁和等效电容C₂的另一端均接地；

其中，C_D为旁路开关，C_C为电容器组，C_M为避雷器，C_H为火花间隙，C_L为阻尼装置，C_S为旁路断路器，C₁为原边入口电容，C₂为副边入口电容，C₁₂为原、副边转移电容。

4.如权利要求1所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(2)中，所述变电站内系统等效模型建立的时候，变压器、断路器暂态等效模型采用固定电容表示，站内的其它电力设备等效波阻抗与母线相近，等效为固定长度的母线，假定不发生电晕，省略线路的并联电导；

得到的变电站内系统等效模型具体为：

电力变压器等效电容C_T、隔离开关DS、断路器与隔离开关之间的母线M₁、断开状态断路器CB、断路器与末端之间母线M₂、空载侧架空线路W₁、串补对地杂散电容C_G1依次串联连接；串补装置Z_C和串补对地杂散电容C_G2串联后与串补对地杂散电容C_G1并联连接；可控高抗Z_R一端连接在断路器与末端之间母线M₂和空载侧架空线路W₁之间，另一端接地；隔离开关DS两端分别连接电源侧电压U_S和空载侧架空线路W₁之间。

5.如权利要求1所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(4)中，GIS内部电压、电流的频域函数表达式U_A(s)、I_A(s)分别为：

$\begin{array}{c}{U}_A\left(s\right)=\frac{U_S\left(s\right)Z_A\left(s\right)}{Z_{c1}\left(s\right)+Z_A\left(s\right)}=\frac{N_A\left(s\right)}{D_1\left(s\right)}=\underset{i=1}{\overset{n}{\mathrm{\Σ}}}\frac{n_{2,i}}{s-p_i}\\ I_A\left(s\right)=\frac{U_A\left(s\right)}{Z_A\left(s\right)}=\frac{M_A\left(s\right)}{D_1\left(s\right)}=\underset{i=1}{\overset{n}{\mathrm{\Σ}}}\frac{m_{2,i}}{s-p_i}\end{array};$

其中，s为拉普拉斯算子，p_i为隔离开关动作时变电站内VFTO与VFTC的自然振荡频率，i＝1…n；U_S(s)为隔离开关电源侧的拉普拉斯变换式，Z_A(s)为空载侧GIS内部等效阻容的拉普拉斯变换式，Z_c1(s)为断路器与隔离开关之间的母线等效阻抗的拉普拉斯变换式，U_A(s)为GIS内部电压的拉普拉斯变换式，N_A(s)、D₁(s)与M_A(s)分别表示U_A(s)的分子、分母与I_A(s)的分子，n_2,i(i＝1…n)和m_2,i(i＝1…n)为待定系数，应用求极限的方法确定待定系数的值。

6.如权利要求1所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(4)中，可控高抗端口的电压、电流的频域函数表达式U_B(s)、I_B(s)分别为：

$\begin{array}{c}{U}_B\left(s\right)=\frac{U_A\left(s\right)(\frac{Y_{C2}}{2}//Z_{AB}(s))Z_B\left(s\right)}{(\frac{Y_{C2}}{2}//Z_{AB}(s)+\frac{1}{{\mathrm{sC}}_b})Z_{AB}\left(s\right)}\\ I_B\left(s\right)=\frac{U_B\left(s\right)}{Z_R\left(s\right)}\end{array};$

其中，U_A(s)为GIS内部电压的拉普拉斯变换式，Z_B(s)为空载侧可控高抗端口处等效阻容的拉普拉斯变换式，Z_AB(s)＝Z_B(s)+Z_C2，Z_C2为断路器与末端之间母线等效阻抗的拉普拉斯变换式，Y_C2为断路器与末端之间母线等效导纳的拉普拉斯变换式，Z_R(s)为可控高抗的暂态等效电路参数的拉普拉斯变换式，C_b为断路器断口电容。

7.如权利要求5所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(5)中，GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响具体为：

串补装置电容等效参数较大，在特快速暂态波作用下相当于短路，基本不会对VFTO产生影响。

8.如权利要求5所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(5)中，GIS中DS闭合过程中，可控高抗等效电容C_R分别对在GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响具体为：

GIS内部以及可控高抗端口处产生的VFTO的自然振荡角频率在一定的频率范围内，随着可控高抗等效电容C_R的增大而减小；通过调整可控高抗的补偿度从而改变可控高抗等效电容C_R的幅值，能够调节VFTO的频率；

通过增加可控高抗等效电容C_R，能够降低可控高抗端口的VFTO峰值。

9.如权利要求5所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(6)中，串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响因素具体为：

串补杂散电容增大虽减小了可控高抗端口VFTO的振荡频率，由于可控高抗端口VFTO的峰值大幅度增加且频率较高，VFTO对可控高抗的绝缘威胁增大，应通过合理的屏蔽方法降低串补杂散电容。

10.如权利要求5所述的一种混合无功补偿变电站内特快速暂态波幅频特性分析方法，其特征是，所述步骤(6)中，串补装置中DS闭合过程中，对在可控高抗端口处产生的VFTO的幅频的影响因素具体为：

通过增加可控高抗与串补装置之间架空线路的长度抑制可控高抗端口VFTO的产生。