启动电压

2024-08-19

启动电压（精选3篇）

启动电压篇1

0 引言

统一电能质量调节器(Unified Power Quality Conditioner,UPQC)作为一种综合电能质量补偿装置,可以解决大部分电能质量问题,如消除电压的波动、跌落、上升、闪变、不对称、电能的中断、谐波及无功等,因此得到了国内外科研工作者的极大关注[1,2,3,4]。图1是本文采用的三相四线电能质量调节器的原理图。它由串联补偿器和并联补偿器构成,通过其补偿,理论上在系统侧可获得单位功率因数,零中线电流;负载侧可获得平衡、额定的工频正弦电压[5,6]。

从电路结构上看,三相四线制的UPQC系统是一个复杂的电力电子装置,因此其启动也是一个较复杂的过程,涉及到充当直流电源角色的直流侧电容电压的建立,串、并联补偿器的投入顺序、时机,负载的投入时机等。对直流侧电容电压的控制,为维持其稳定,不同的控制策略采用了不同的控制方法。但各种控制方法中,着重于稳定运行时,如何维持其稳定,对于启动时直流侧电容电压建立,缺乏必要的研究[7,8,9]。另一方面,在设计UPQC的路时,有一些特殊情况的考虑,比如串联补偿器的额定电压、容量等[10],这就使得如果UPQC作为产品投入实际的应用时,必须具有正确的开机逻辑,以保证系统的正常运行。本文以三相四线UPQC的启动为例,分析了直流侧电压建立的三种方法,对其应用做了相应的比较,提出了三相四线UPQC各组成部分的投入的顺序及其流程图,最后对其控制逻辑进行了仿真。仿真结果表明,采用的这种开机投切策略是有效的。

1 直流侧电压的建立方法

1.1 方法一:串联变压器原边绕组一端接地

这种方法是在UPQC的串并联变流器启动之前,合上开关K8,K8可以由双向晶闸管或继电器构成。这种方法实际上是将三相串联变压器的原边绕组的一端接地,这样,原边绕组的电压就是电源电压,通过变换后,利用串联变换器IGBT管并联的二极管实现不控整流,这种方法在理论上可获得串联变压器副边相电压2.35倍的电压。如果需要获得设定的直流电压,可对串联补偿器进行PWM整流。这种情况下,由于启动前直流侧电容电压为零,直接合上开关时,将造成较大冲击电流,足以烧坏串联侧的IGBT,所以启动时需在直流侧串入启动电阻R1[5,10],当直流电压建立后闭合K81,切除R1,实现软启动功能。K81可设计成开关K8的延时闭合节点。

1.2 方法二:通过旁路开关来建立电容电压

这种方法是在UPQC的串并联变流器启动之前,控制用于旁路开关K2,由双向晶闸管或继电器构成,此时,仍然是利用不控整流的原理,将电源电压经整流后,对直流侧电容进行充电,或者利用并联补偿器进行PWM整流,获得设定的直流电压。同上一种方法一样,需要通过R2来实现软启动。K21可设计成开关K2的延时闭合节点。

实际的电路中R1和R2依据启动方法选择其一即可。

1.3 方法三:通过外部整流电路提供启动直流电压

这种方法是通过单独的直流电压建立电路来建立直流侧电容电压,比如整流电路或者具有储能作用的直流电源,如蓄电池等[5]。整流电路的输入可以是配电网电压,也可以是分布式发电系统。这部分电路在正常启动UPQC后,断开K12可以切除,或者并联在电容器两侧工作,起到稳定直流侧电压的作用,如果是储能设备,当电网电压供电终止或串联补偿器故障无法工作时,可以通过并联补偿器给负载供电。

2 UPQC的启动逻辑

2.1 串联变压器按电源电压波动ΔU设计的启动策略

对于UPQC的设计,一般来讲,为了减少变压器的额定容量以及串联补偿器中IGBT的额定电压,在设计变压器时,有时额定电压通常以电源电压与负载电压的偏差来设计。倘若电网输入电压us的波动范围为±15%,即额定负载电压与电网电压的差值为±15%us,则串联变压器额定值即为电源电压的15%,此时串联变流器伏安容量的最大值不超过负载伏安容量的18%[10]。这种情况下,串联补偿器在工作之前,则必须使其两端电压在其额定值之内,这就意味着在串联补偿器工作之前,必须通过并联补偿器输出一定的电压,换句话说,并联补偿器必须先于串联补偿器工作,即并联补偿器先接入电网,待稳定后再投入串联补偿器。

这种情况下,采用第一种方法来建立直流侧电压是不合适的,因为从前面的分析可以看出,这种方法串联变压器原边电压会达到电源电压,大于设计时的ΔU,因此这种情况下建立直流电压只能采用第二或第三种方法。

2.2 串联补偿器按电源电压设计的启动策略

如果串联变压器不是按来压差ΔU来设计,而是按照电源电压来设计,换句话说,串联变压器的原边额定电压可以承受电源电压的最大值,此时也可以先启动串联补偿器,然后再启动并联补偿器。其直流侧电压的建立可以是三种方法的任意一种,即建立直流侧电压的三种方法都适用。

2.3 不同控制策略时启动逻辑的确定

常见的UPQC的控制策略有两种,即直接控制策略和间接控制策略。间接控制策略是最常用的方案,它将串联补偿器作为电压源,补偿电网电压畸变以及负载电压与电网电压的基波偏差,给负载提供额定平衡正弦电压,并联补偿器控制为电流源,用以补偿负载侧无功和谐波电流,使电网输入电流为正弦电流,其直流侧电压的控制是并联补偿器控制策略的一部分;直接控制策略将串联补偿器控制为正弦电流源,使电网输入电流为正弦且功率因数为1,并联补偿器为正弦电压源,输出平衡、额定幅值的正弦电压于负载端,其直流侧电压控制是串联补偿器控制策略中的一个部分[11,12,13,14,15]。

如果采用直接控制策略且按电源电压来设计串联变压器的额定电压,此时第一种电容电压的建立方法是最适合的。因为直接控制策略中,对直流电压的控制是通过串联补偿器的控制来完成,所以在建立直流电压的过程中串联补偿器一直处于工作状态,启动UPQC时,串联补偿器的控制可以延续而不用切换。这种方法的启动逻辑如图2所示。采用第一种直流侧电压建立方法,启动时,启动串联补偿器的控制策略,直流电压建立后,不用改变串联补偿器的控制策略,直接启动并联补偿器,同步后,并入电网接入负载即可。

对间接控制策略,其直流侧电压的控制在并联补偿器的控制策略中,因此,采用第二种建立直流电压的方法更好。这种方法中,建立直流电压的控制方法和并联补偿器的控制策略是一致的,所以建立直流电压和启动并联补偿器的过程中,控制策略不需要做改变,即直流电压的建立和UPQC的启动过程中,并联补偿器的控制方式可以延续,而不用切换。其启动的控制逻辑框图如图3所示。

在以上的启动策略中,实际的三种直流侧电压建立方法所涉及的硬件电路选择其中之一即可,第一种、第二种硬件上简单一些,但控制较复杂,第三种硬件开销大,但对串并联补偿器的控制来说相对简单。表1是对三种直流电压建立方法的比较。从表中可以看出,不同的方法在硬件复杂程度以及控制策略适用方面有不同,实际的启动过程可以依据采用的控制策略和硬件电路来选择相应的启动逻辑。

3 仿真结果

为了验证所提出的方法是否可行,对提出的方法在Matlab中进行了仿真,图1中开关的开关状态用开关逻辑0、1表示,1表示开关闭合,0表示开关断开。

图4显示了采用图2所示的启动逻辑的仿真结果,从图中可以看出,闭合K1接入电源,同时闭合K6、K8、K3接入串联补偿器,由于串联变压器是升压变压器,因此首先采用不控整流获得一定的直流侧电压后在t1时刻启动串联补偿器,此时串联补偿器具有PWM整流的功能,从图中可以看出,直流电压此时经过波动后达到稳定值。待直流侧电压达到给定值的设定范围后,在t3时刻断开K8,在t2时刻闭合K4、K7接入并联补偿器,在t4时刻闭合K10启动并联补偿器,在并联补偿器输出电压稳定后,在t5时刻闭合K5投入负载,直流电压经过轻微下跌后恢复到定直流值,可见,这种方法完成了UPQC的正常启动。

图5显示了采用图3所示的启动逻辑的仿真结果,为了分析方便,闭合K1接入电网和闭合K2旁路及闭合K7、K4投入并联补偿器在同一时刻进行,然后在t1时刻闭合K10启动并联补偿器,由于此时加在并联补偿器的电压为电源电压,因此这里采用PWM整流方式获得直流电压。直流电压经过波动后,基本达到稳定后在t2时刻断开K2,在t3时刻闭合K6、K3投入串联补偿器,在t4时刻闭合K9启动串联补偿器,最后在直流侧电压达到稳定后,在t5时刻闭合K5投入负载,直流电压同样经过轻微下跌后恢复到稳定值,这种方法同样完成了UPQC的启动。可见采用上述两种启动逻辑,都可以实现UPQC的正常启动。

4 结论

本文分析了UPQC在启动过程中两个重要方面,即直流侧电容电压的建立以及电源、并联补偿器、串联补偿器、负载的投入顺序。探讨了UPQC建立启动直流电压的三种方法,以及针对不同UPQC的不同设计方法及控制策略提出了与之相适应的较好的启动控制逻辑,以常见的直接控制策略和间接控制策略为例,给出了采用两种控制策略的UPQC的启动逻辑框图,仿真结果表明提出的这些方法具有一定的实际应用价值。这些方法不仅适用于UPQC的启动,对于具有类似结构的有源电力滤波器(APF)、动态电压调节器(DVR)等的启动都有借鉴意义。对于此类直流侧电容充当直流电源的设备投入实际应用也具有较重要的意义。

启动电压篇2

1 黑启动指导原则

四川电网是西电东送的电源点,丰富的水电资源也为四川电网的黑启动提供了众多的黑启动电源。四川电网中的水电厂不仅数量多,而且分布广泛,但其中大部分是日调节和径流式电厂,这一特性使得四川电网在丰水期和枯水期呈现出不同的运行特点,因此必须基于上述电网特点,制定四川电网黑启动的指导原则。

1.1 化整为零、分片启动

在极其严重的系统事故下电网不可能在很短时间内恢复到正常方式,也不可能一下将所有负荷恢复。将电网解列成若干独立部分是处理大面积停电事故的第一步,也是保证成功快捷实现黑启动的前提。电力公司在制定电网解列成若干独立子网方案时,应将电网网架特点与重要厂站分布情况以及各地调报送的各地区电网的结构及重要负荷的分布情况综合考虑,以最快捷的路径、最短的时间、恢复最重要的负荷作为黑启动的目标,进行系统子网的划分。系统全停后,各子网分别按各自的黑启动方案独立进行启动,条件成熟时进行并列。同时,各子网启动后还可以相互提供黑启动备用电源。

基于以上思路,以具备黑启动能力的水电机组为中心,重要负荷的恢复为路径,将全停后的四川电网划分为11个子网,各子网内均有独立的黑启动电源点,分别进行黑启动后再视相邻子网恢复情况相互联网,最终恢复全网并列运行。这11个子网基本覆盖了四川电网的主网架,同时对省会城市及重要负荷有多个子网覆盖,多途径供电。各子网在重要区域的相互重叠保证了如果一条路径有问题可马上选另一路径,极大提高了黑启动的灵活性和可靠性。

1.2 先主后次、有序供电

站(厂)用电的恢复是黑启动的先决条件,因此在各子网黑启动电源建立后,首要任务就是恢复重要厂站的站(厂)用电,以及调度中心和电信部门的供电以保证通信畅通。

在黑启动初期,不适当的负荷恢复可能造成电网频率、电压的重新崩溃,也可能造成某些线路潮流过重引发低频振荡,使黑启动过程失败。另外,由于黑启动期间远动及通信的故障,省调可能无法监视各子网频率和电压,同时指挥各子网恢复的巨大工作量,也使得省调调度员难以直接指挥各地区的负荷恢复,因此指挥负荷恢复这一影响黑启动成败的重要环节交由地调来完成。为协调各地调负荷恢复问题,各地调应根据负荷的重要程度制定出负荷恢复轮次,严格按轮次恢复负荷,送完一轮后须待频率、电压恢复到一定程度后才能送下一轮,这样避免了负荷恢复时的一哄而上,协调了地调的行为。

因此,在制定和执行各子网的黑启动方案时,在确定系统到达黑启动状态后,省调负责子网的启动,各地调、县调配合省调负责本地区电网的恢复,相互支持协调,有序地对各自管辖范围内电网进行启动和负荷的恢复。

1.3 由下到上、按级恢复

在进行黑启动时,有2种思路:一是从500 k V电网开始启动,由高电压等级电网逐步向低电压等级电网恢复;二是从220 k V或110 k V电网开始启动,由低电压等级电网逐步向高电压等级电网恢复。经过比较分析发现第2种方式比较合理,原因在于:

a.线路电压等级越高,送电时过电压问题越突出(尤其是500 k V线路),在“黑启动”初期这会增加操作难度,延长恢复时间;

b.由于用电负荷一般都在低电压等级电网中,从高电压等级电网启动相对于从低电压等级电网启动而言,发电机组至用电负荷的供电路径长,中间环节多,供电可靠性差;

c.500 k V电网电源点一般较少,220 k V、110 k V电网则电源点众多,电源点越多,供电可靠性越强,电网承受机组甩负荷冲击的能力越强;

d.黑启动初期,电网抗干扰能力很弱,加之四川电网500 k V线路地理条件恶劣,这种情况下,网内的高电压等级线路(主要是指500 k V线路)越多,线路发生故障几率越大,稳定问题(包括暂态稳定、电压稳定)越突出,电网的稳定水平越低。

因此,黑启动时尽快先恢复220 k V电网(含部分110 k V电网),待其有一定规模和足够的抗扰动能力后,在此基础上再进行500 k V电网的恢复更具有可行及操作性。

1.4 快稳兼顾、可靠扩展

在电网初步形成,进行扩展时,有2种思路:一是迅速扩大电网网架,以增加电源点和供电半径,扩大电网规模;二是稳扎稳打,先按机组容量(预留一定裕度)恢复现有电网内的用电负荷,待本网壮大后再进行扩展。两者各有特点,前者电网承受机组和线路故障能力较强,但由于负荷量小,对有无功负荷波动的抗干扰能力弱;后者对有无功负荷波动的抗干扰能力强,但抵抗电网突发性事故的能力弱。结合实际情况看,电网事故毕竟是小概率的偶然事件,而电网有无功负荷波动则几乎是必然事件,在安全可靠性上,后者优于前者。由此,应“快稳兼顾、可靠扩展”,在两者中找出最佳平衡点,衡量指标就是“最优负荷容量供电半径比P/R”。具体的最优P/R值需要经过理论计算和实验模拟来论证确定。

2 试验背景

针对前述的黑启动指导原则及划分的黑启动子网,在系统仿真分析的基础上还对其中的自一里-江油子网进行了现场试验,并对试验中可能出现的问题进行了理论分析,在验证了方案的可行性及有效性的同时也增加了黑启动系统的可靠性。

自一里电站位于涪江上游,装有2台65 MW水轮发电机组。自一里-江油子网黑启动时,首先由自一里水电站完成一台65 MW水轮发电机组的自启动,然后通过220 k V里天线、江天线启动江油电厂一台330 MW火电机组,最后通过天明变电站与四川主网相连。黑启动系统见图1。

黑启动过程中,由于承担黑启动任务的水电机组一般位于远离负荷中心的偏远山区,单机容量较小且需经长距离的输电线路才能将电力送到位于负荷中心附近的火电厂启动火电机组,为保证黑启动机组和启动通道安全,需对下述关键问题进行分析研究:过电压控制;电压降落控制;频率控制;子网的抗干扰性;继电保护配置;并网控制。

3 过电压控制

黑启动一般由具有自启动能力的水电机组自启动成功后再远距离启动火电机组,在此过程中由于恢复线路或主变运行时线路或主变的电容效应及设备的非线性就可能导致出现工频过电压、操作过电压以及谐振过电压等过电压问题,此类电力系统中电压的非正常升高已经引起了人们的足够重视,对于此类电压问题目前已有比较丰富的研究成果[8,9,10,11,12,13,14,15],但对于由于发电机进相深度过大后低励限制动作可能导致的定子过电压问题,目前在黑启动的相关研究中还没有得到应有的重视。

3.1 低励限制导致的正反馈

并网运行发电机低励限制的控制目标是保证发电机带负荷运行的稳定性。为此,当带负荷发电机处于进相运行状态且进相无功大于低励限制值时,为防止因发电机内电势进一步降低而影响发电机运行稳定性及定子端部磁通过大导致的电机定子端部过热,励磁调节器进入定无功控制方式。在此方式下,当发电机进相深度趋于增大时,励磁调节器的调节作用是增大励磁电流,以使进相无功保持不变。在被调节发电机并网运行时,调节效果与期望目标一致。但是当发电机带长空线并使低励限制动作时,由于励磁调节器的调节作用是增加励磁电流,励磁电流增大将导致机端电压增高,机端电压升高使线路充电无功呈平方律增加,线路无功流入发电机,进一步增大了电机进相深度,并使励磁调节器做进一步增大励磁的调节,此过程是一个正反馈过程,该过程会迅速使发电机电压增高到危险数值。此正反馈如图2所示。

3.2 临界线路长度

由于空载线路的工频容抗一般情况下都大于工频感抗,在电源电势的作用下,线路中的容性电流对发电机气隙磁场的增磁作用造成发电机机端电压升高并迫使发电机励磁系统降低励磁电流运行,发电机表现为受控电压源特性。黑启动期间系统接线图如图3所示,线路处于发电机空充状态。

设线路参数沿线均匀分布,忽略线路电阻及电导,对于长距离输电线路,一般需要考虑它的分布参数特性。设黑启动初期对线路充电后线路始端电压、电流分别为U1、I1,末端电压、电流分别为U2、I2,线路长度为l,线路首、末端的电压、电流之间有如下关系式[16]:

其中,、C0分别为线路单位长度电感、电容;ω为系统角频率;l为线路长度。由于空载线路末端为开路状态,所以I2=0。

发电机机端电压Ut、电流It与线路始端电压、电流有如下关系:

其中,k为理想变压器变比,Xtl为折算至主变低压侧的变压器漏抗,联立解式(1)(2)可得:

当取发电机机端电压相量为参考相量时,发电机所发视在功率为

由式(4)可知,此时发电机所发有功为零,只吸收系统无功,运行于进相状态。

实际现场使用的发电机低励限制一般为直线型或圆周型,允许进相能力可表示为QVR=f(P,Ut),本文中由于发电机为空载,因此有功P=0,所以发电机的进相能力QVR只与发电机机端电压Ut相关。当发电机进相至低励限制值时,有QG=QVR,将式(4)代入并解之有

其中,Xth为折算至主变高压侧的变压器漏抗,以上各量均为有名值。

对于低励限制为直线型或圆周型的励磁调节系统,当P=0时其内部的低励限制边界能够表示为

其中,M为计算的比例系数。将式(6)代入式(5)可得此类励磁调节器使低励限制动作的临界线路长度为

由式(7)可见,在此类情况下使低励限制动作的临界线路长度将变为常数,与发电机机端电压Ut无关,低励限制的此特性将使试图用降低充电电压数值的方法避免低励限制动作的努力无效。

因此,基于运行在自动调压方式的励磁调节器进入低励限制方式后可能出现的过电压问题的严重性,在黑启动预案中需对同步发电机带空线时进入欠励限制方式的可能性进行分析。对存在低励限制动作可能性的机组,可以采取下述措施:

a.改变低励限制门槛值;

b.取消低励限制功能;

c.条件许可时,采用多机充空线的方案;

d.为保证黑启动过程的安全,水电机组带空线成功后,应尽快加带部分负荷,使发电机尽早脱离进相运行状态,此外,黑启动初期对于变电站内的无功补偿电容器也应谨慎使用。

3.3 仿真及试验

自一里电厂主变变比为242/38.5/10.5,归算至高压侧等值电抗为29.72Ω,220 k V里天线长124 km,导线型号为LGJ-400,自一里电厂黑启动试验发电机组励磁系统中与低励限制有关的传递函数框图如图4所示。

针对上述所列系统设备参数,当发电机低励限制定值为-20 Mvar时,利用式(7)可以算得使低励限制临界动作的线路长度为124.49 km。图5给出此系统参数下,发电机带124 km里天线时低励限制未动作,随后加带5 km空载线路时因低励限制动作使线路电压升高的情况。由图5可见,由于低励限制形成的正反馈过程,发电机励磁电流(Ifd)增大,导致220 k V线路电压(U220)升高到约300 k V。RTDS仿真结果也直接证明式(7)所表达的关系是正确的。

为防止黑启动期间发生因低励限制动作而导致的过电压,试验前将自一里电厂发电机空载情况下的无功限制值由20 Mvar提高至进相30 Mvar,同时将机组的过电压保护定值改为1.2UN/1.2 s。当自一里电厂对220 k V里天线充电成功后,电厂母线电压升高到237.79 k V,发电机进相无功为19.95 Mvar,2号机已经运行在低励限制边界附近,说明试验前采取的改变低励定值的安全措施是十分必要的。自一里2号机带里天线充江天线时自一里2号机试验录波见图6(试验中各量取值分别为:发电机无功出力Q-17.4 Mvar,机端电压UAB9 883 V,励磁电压ULD43 V,励磁电流Ifd262 A)。由图6可见,为保持机端电压不变,带江天线后励磁电流降低约15%,如果试验前不改变低励限制定值,将可能造成过电压。

RTDS仿真及现场试验结果均表明,本次现场试验前采取的提高自一里电厂2号机空载进相无功限制值的措施对防止自一里单机带里天线、江天线时出现过电压是有效的。

4 电压降落控制

黑启动恢复过程中的电压降落主要是由于大容量负荷的突然投入对小系统所造成的冲击,在此期间,由于对于系统容量可比的负荷尤其是电动机负荷的突然投入,使得电压将有一个快速跌落。由文献[17]可知对于黑启动过程中的对称三相负荷恢复,可得突然带负荷瞬间计算点电压幅值为

其中,XL和RL分别为等效负荷电抗、电阻;E为线路末端电压。

由式(8)可见,黑启动过程中电压幅值降落的程度与负荷距电源点电气距离关系密切。在负荷阻抗很小的情况下,距离电源点电气距离越大,负载及线路对于发电机所表现出的综合阻抗也越大,相应的系统电压降低越小,但实际工作中空充线路的距离也不可能无限大,从而导致线路电气距离也有一个极限值。同时,过大的负荷阻抗对系统的频率稳定也有一定伤害,因此对于黑启动过程中的负荷恢复,盲目地增加RL或XL都不可取,只有在电压U的变化对于RL或XL比较灵敏的区域上考虑频率的情况下增加综合负荷的阻抗,电压水平才能有比较明显的改善,系统的稳定才能得到有效的增强。在某些条件下提高负载的功率因数,也是减小电压降落的一个有效措施。此外,由于ZLD一般与系统电压相关,因此,适当提高系统初始电压,也可以减少负荷恢复时的电压降落比[17]。

5 结语

电力系统的黑启动恢复过程涉及电力系统研究的各个方面,是一个综合的系统工程,本文以四川电网的网架结构及电源点分布为例对黑启动的指导原则及黑启动过程中的电压控制问题进行了分析研究试验验证并得出有益的结论:

a.在省级电网的黑启动过程中应该遵循化整为零、分片启动,先主后次、有序供电,由下到上、按级恢复,快稳兼顾、可靠扩展的原则有序进行电力系统的重构;

启动电压篇3

1 故障现象描述及初步原因分析:

太阳升输油站启动供电线路I段6kV高压电机 (2850kW) 瞬间, 出现运行的热媒炉 (1#、2#、3#) 停运的现象, 增加了运行操作人员的工作量, 需要反复点炉, 严重影响正常输油生产运行。1#、2#、3#热媒炉均属I段负荷, 所以当启动大电机的瞬间, 启动电流大、系统电压降低, 不能满足热媒炉低电压保护的要求, 导致停炉。

2 分工况进行测试、对测量的电压值进行分析:

测试工况一:启动II段2850kW电动机, 是否引起低压变频器停运。

测试现象:启动高压电机不影响低压设备运行。

测试工况二:启动I段2850kW电动机, 是否引起低压变频器停运。

测试现象:低压变频器保护动作, 热媒炉停运。

测试工况三:将1#、2#、3#热媒炉负荷切换至II段, 启动II段2850kW电动机, 是否引起低压变频器停运。

测试现象:低压变频器保护动作, 热媒炉停运。

测试数据:

通过分别在35kV、6 kV、380V的二次侧用日置HIOKI3169-21钳式电力计进行测量, 采样周期为0.1秒/次。测量电压变化范围如下:

I段电压测试

380V变化范围 (1.563%至-28.492%)

6 kV变化范围 (4.593%至-24.982%)