附加控制（共12篇）
附加控制 篇1
随着电网规模的急剧增长, 负荷水平的持续攀升,远距离大功率互联的工程实例越来越多。 区域间的低频振荡成为限制区域联络线输电能力,甚至影响互联电网安全稳定运行的主要因素之一。 柔性交流输电(FACTS)技术的出现为抑制低频振荡,特别是区域间振荡提供了新的手段[1,2,3]。 作为最新一代的FACTS装置,统一潮流控制器(UPFC)能够实现潮流的精确控制, 对电网动态稳定性和电压稳定性均有较大影响。 通过加装UPFC附加阻尼控制器,能够提高系统阻尼比,抑制系统低频振荡[4,5,6]。 控制器的参数整定是UPFC附加阻尼控制器设计的核心问题之一。 近年来, 常见的控制器设计方法包括遗传算法、 进化策略、模糊控制等[7,8,9,10],然而实际大系统中状态方程异常繁杂, 使用上述方法整定UPFC附加阻尼控制器参数存在一定的困难。
本文首先提出了一种UPFC附加阻尼控制器的设计方法,采用测试信号法和极点配置法对UPFC附加阻尼控制器的参数进行整定,从而在整定过程中避开在常规设计中遇到的困难、 便于实际工程应用;然后在PSS/E中验证了所设计的UPFC附加阻尼控制器的有效性;以南京西环网系统为例,验证所提出的UPFC阻尼控制器设计方法在实际电力系统中应用的有效性。
1基于测试信号的UPFC附加阻尼控制器设计
1.1 UPFC附加阻尼控制器结构
UPFC抑制低频振荡的作用主要通过UPFC附加阻尼控制器实现,UPFC附加阻尼控制器的基本结构如图1所示,具有类似于电力系统稳定器的结构。 一般它的传递函数由以下4部分构成: 稳定信号隔直, 相位超前补偿,稳定器增益和稳定器限幅环节。
(1) 稳定信号隔直。 隔直环节与PSS中的隔直环节的作用相同,为一高通滤波器。 其主要作用是避免故障后UPFC控制输入信号中可能存在的直流分量对UPFC附加阻尼控制的影响。
(2) 移相环节。 移相环节是阻尼控制中的主要环节, 其作用是使UPFC的输出随着输入信号的变化而产生一个与输入信号之间相位差, 这就需要相位超前回路, 以补偿UPFC阻尼控制器输出与形成的电气转矩之间的相位滞后,从而有效阻尼系统低频振荡。
(3) 控制器的增益。 控制器的增益对阻尼系统振荡有重要作用, 它的大小决定控制器向系统提供阻尼的大小。 UPFC附加阻尼控制器的基本机构如图1所示。 x为附加阻尼控制器的输入信号,一般可以取联络线功率波动、发电机转速、系统频率等作为附加阻尼控制器的输入信号。 附加阻尼控制器产生的输出信号与UPFC有功功率指令值叠加后一起作为UPFC潮流控制器的输入信号。
1.2 UPFC附加阻尼控制器参数整定方法
选择交流联络线功率波动作为UPFC附加阻尼控制器的输入信号, 从并联交流联络线上提取反映交流联络线路功率波动的信号, 来调节UPFC控制线路传输的功率, 使之快速吸收或补偿交流联络线路的功率过剩或缺额,起到阻尼振荡的作用。 以UPFC有功功率指令值增量 ΔPref作为控制变量, 交流联络线输送有功功率增量 ΔPac作为被控变量,则 ΔPref到 ΔPac的开环传递函数框图如图2(a)所示。 引入 ΔPac作为反馈变量, 系统的闭环传递函数框图如图2(b)所示。
系统闭环传递函数为:
式(1)中:G(s)为系统开环传递函数;H(s)为反馈信号传递函数。
由式(1)可得闭环系统的特征方程为:
假设加入反馈补偿环节后闭环系统新的主导极点为sd,sd必满足系统特征方程,可得:
分别写成幅值和相角的形式:
因此,反馈补偿环节H(s)在s=sd处的幅值和相角可以通过系统开环传递函数G(s)在s=sd处的幅值和相角求得。 根据所得结果,可设计超前—滞后补偿环节并整定相应参数。
图1所示附加控制器对应的传递函数形式为:
可设计超前—滞后补偿环节的参数为[2]:
式(7)中:φ 为需要补偿的相位;arg(G(sd))为开环传递函数在期望主导极点处的相位;ωk为期望主导极点的虚部;m为相位补偿环节阶数,本文取3。
确定T1,T2后,可以通过式(4)来确定增益K。
1.3基于测试信号法的系统传递函数辨识
由以上分析可得, 设计超前—滞后补偿UPFC附加控制器的关键是求取从UPFC有功功率指令值到并联交流联络线有功功率的开环传递函数。 在实际大系统中用解析法求这一开环传递函数非常困难, 但利用测试信号法可以方便地做到。 测试信号法基于频率响应和模态辨识理论[11]。 对于任何一个线性系统,施加的动态输入将会激发出相应的动态输出响应。 这些输入激励和输出响应之间存在一定的因果关系, 即为线性系统的动态特性。 电力系统是一个非线性系统,但当系统遭受小扰动时,可将系统在工作点附近线性化,因此传递函数的求取可用测试信号法。
(1) 在UPFC有功功率指令值上施加一系列小信号振荡功率,即:
式(8)中:kω0=0.1~2.0 Hz;Pk,φk分别为相应振荡电流的幅值和相位。 对所加 ΔPref的要求是不能破坏系统线性化条件。
由于系统在运行点附近基本上是线性的, 不同频率的量不会相互干扰。 因此可以一次施加多个不同频率的干扰电流信号。
(2) 对系统进行机电暂态仿真直到稳态, 并提取公共周期内的数据量 ΔPref和 ΔPac。
(3) 对 ΔPref和 ΔPac做傅立叶分解,得到不同频率下的相量
(4) 对所有的kω0计算不同频率下的传递函数:
(5) 利用数据拟合辨识出的表达式。 在求得开环传递函数的解析表达式后,可进行UPFC附加阻尼控制器参数整定。
1.4 UPFC附加阻尼控制器设计步骤
(1) 用测试信号法对交直流系统进行小信号稳定性分析,求出系统主要振荡模式的频率和阻尼比。
(2) 根据(1)的结果选择期望的主导极点。
(3) 用测试信号法辨识从UPFC有功功率指令值到并联交流联络线有功功率的开环传递函数G(s)。
(4) 根据(3) 求出相应于期望主导极点的UPFC附加阻尼控制器的补偿相位和幅值, 采用极点配置法整定UPFC附加阻尼控制器的参数。
(5) 应用测试信号法重新计算系统主要振荡模式的频率和阻尼比。
2算例
算例系统是如图3所示的一个简单的电力系统, UPFC装置安装在节点7与节点9之间的一回线路上,将线路功率控制在2.2+j0.0。
用测试信号法分析系统主要振荡模式的频率和阻尼比,结果如表1所示。
由表1可以看出, 系统中存在一个阻尼比极低的振荡模式(振荡模式1),可以通过加装UPFC附加阻尼控制器提高振荡模式1的阻尼比, 改善系统动态特性。 附加阻尼控制器的输入信号为7-8一回线路的有功功率。 用测试信号法辨识从UPFC有功功率指令值到并联交流联络线有功功率的开环传递函数G(s)。 通过时域仿真得到G(s)的幅频特性,通过模态辨识可得到G(s)的表达式为:
UPFC附加阻尼控制器的目标是将与振荡模式1对应的主导极点的阻尼比提高到20%。 因此将期望的主导极点sd设置在-0.63+j3.1, 对应振荡频率为0.5 Hz,阻尼比为20%。 使用UPFC附加阻尼控制器参数整定方法得到UPFC附加阻尼控制器的参数:K= 0.107,Tw=10.0 s,T1=0.55 s,T2=0.20 s, 限幅为 ±25 MW。 加入UPFC附加阻尼控制器后,再用测试信号法分析系统低频振荡特性,测试结果如表2所示。 UPFC附加阻尼控制器安装前后系统在大扰动下的动态特性如图4所示, 图4中曲线为大扰动下7-8一回线路的有功功率。 具体仿真过程:2 s时发电机G3出口处发生三相接地故障,2.1 s故障切除。
由表1和表2可以看出, 设计的UPFC附加阻尼控制器具有良好的阻尼效果, 设计的UPFC附加阻尼控制器将振荡模式1的阻尼比从1.41% 提升至了19.21%,而对区域1和区域2内的局部振荡模式基本没有影响。由图4可以看出,加装UPFC附加阻尼控制器后,系统在遭受大扰动时能够迅速的平息振荡,具有较好的动态特性。 验证了所提出的UPFC附加阻尼控制器设计方法的有效性。
为验证所设计的UPFC附加阻尼控制器的适应性,在几个不同工况下加装UPFC附加阻尼控制器。工况1为设计UPFC附加阻尼控制器时考虑的工况,线路7-9的功率被控制在2.2+j0.0;工况2中将线路7-9的功率控制在1.5+j0.0; 工况3中将线路7-9的功率控制在2.9+j0.0; 工况4中将线路7-9的功率控制在3.6+j0.0。 加装的UPFC附加阻尼控制器参数为工况1下设计得到的UPFC附加阻尼控制器参数。 加装UPFC附加阻尼控制器后不同工况下振荡模式1的频率和阻尼比如表3所示。
由表3数据可以看出, 设计的UPFC附加阻尼控制器对不同的运行工况具有较好的适应性。
3实际电力系统应用验证
以南京西环网系统为例验证所提出的UPFC阻尼控制器设计方法在实际电力系统中应用的有效性。 南京西环网系统接线示意图如图5所示。 UPFC装置加装在铁北—晓庄双回线路上[12]。 UPFC装置投运后,南京西环网系统中存在一个频率为1.422 Hz, 阻尼比为7.15%的振荡模式, 主要表现为苏华润机组对苏镇厂机组的区间振荡。针对此振荡模式,利用UPFC附加阻尼控制器设计方法,设计UPFC附加阻尼控制器。附加阻尼控制器的输入信号为秦淮—滨南一回线路的有功功率,整定得到的控制器参数为:K=0.021,Tw=10.0 s, T1=0.55 s,T2=0.08 s,限幅为±25 MW。
分析加装UPFC附加阻尼控制器后南京西环网系统的低频振荡特性发现, 安装UPFC附加阻尼控制器后, 苏华润机组对苏镇厂机组振荡模式的阻尼比从7.15%提升至了11.06%。 UPFC附加阻尼控制器安装前后南京西环网系统在大扰动下的动态特性如图6所示。图6中曲线为大扰动下苏华润机组的转速差曲线。 具体仿真过程:1 s时晓庄—下关线路发生三相接地的故障,UPFC退出运行;1.1 s故障切除; 为保证UPFC装置安全,经过设定时间(1 s)后,2.1 s时UPFC重新投投入入。 。
由图6可以看出,UPFC附加阻尼控制器加装前, 南京西环网系统已经具有比较理想的动态特性, 加装UPFC附加阻尼控制器可以进一步改善南京西环网系统的动态稳定特性,进一步增加系统的阻尼比,加快振荡的平息过程。 且UPFC附加阻尼控制器设计方法在实际电力系统中的仍然有效。
4结束语
本文提出了一种UPFC附加阻尼控制器的设计方法, 采用测试信号法和极点配置法对UPFC附加阻尼控制器的参数进行整定, 从而在整定过程中避开在常规设计中遇到的困难、便于实际工程应用。首先运用测试信号法进行系统小信号稳定性分析; 然后运用测试信号法求得从UPFC有功功率指令值到并联交流联络线有功功率的开环传递函数; 最后基于经典控制理论的极点配置算法便可整定UPFC附加阻尼控制器的各个参数。 UPFC附加阻尼控制器设计方法简单、易行, 即使考虑复杂的发电机模型及励磁和调速器模型时, 也不增加整定过程的复杂度, 使用常规机电暂态仿真程序便可实现。 UPFC附加阻尼控制器设计方法的有效性在简单算例系统与实际电力系统中均得到了验证, 对南京西环网UPFC工程投运后系统动态稳定特性的改善具有重要作用。
摘要：提出一种基于测试信号法的统一潮流控制器(UPFC)附加阻尼控制器设计方法。首先运用测试信号法进行系统小信号稳定性分析;然后运用测试信号法求得从UPFC有功功率指令值到并联交流联络线有功功率的开环传递函数;最后基于经典控制理论的极点配置算法便可整定UPFC附加阻尼控制器的各个参数。利用PSS/E验证了所设计的UPFC附加阻尼控制器的有效性。以南京西环网系统为例,验证所提出的UPFC附加阻尼控制器设计方法在实际电力系统中应用的有效性。
关键词：UPFC,附加阻尼控制器,测试信号法,参数整定方法
附加控制 篇2
二、《营业税及其附征税费综合申报表》、《建筑业及其附征税费综合申报表》
修改说明：税款所属期大于2月1日且月营业额或销售额不超过10万元（按季不超过30万元）的纳税人，免征教育费附加和地方教育附加。
（一）《营业税及其附征税费综合申报表》（按月申报）
（二）《营业税及其附征税费综合申报表》（按季申报）注意：按季申报时，必须先做税费种认定,认定营业税申报期限为“季”。
（三）《建筑业及其附征税费综合申报表》（按月申报）
（四）《建筑业及其附征税费综合申报表》（按季申报）注意：按季申报时，必须先做税费种认定,认定建筑业营业税申报期限为“季”。
三、《城建税、教育费附加、地方教育费附加税费申报表》 修改说明：税款所属期大于2月1日且月营业额或销售额不超过10万元（按季不超过30万元）的纳税人，通过选择减免税代码，免征教育费附加和地方教育附加。此表适用于国地税共管户申报附征税费。
注意：
1、按季申报时，必须先做税费种认定,认定地方教育附加和教育费附加申报期限为“季”。
2、如果月营业额或销售额不超过10万元（按季不超过30万元），必须选择减免税代码，才能免征地方教育附加和教育费附加，不选相应的减免税代码不能进行免征。
3、因为该申报表计税依据是增值税、营业税、消费税的税额之和，所以月（季）销售额或者营业额是否符合免征条件需要人工判断。
四、简易申报
附加疑问句 篇3
Your father is a police officer, isn’t ?襖 he?
你的父亲是一位警官，是不是？
His sister hardly ever eats junk food, does ?圩 she?
他的姐姐很少吃垃圾食品，是吗？
对附加疑问句的回答，不管问题的提法如何，若事实是肯定的，就要用yes,事实是否定的，就要用no。这和汉语不一样，应特别注意。例如：
——Charlie doesn’t play soccer twice a week, does he?
查理不是每周踢两次足球，是不是？
——Yes, he does. 不，他踢了。(No, he doesn’t.对，他没踢。)
使用附加疑问句时，要注意以下两点：
①附加疑问句的后一部分结构必须是“助动词+人称代词”(there be除外)。例如：
Miss Green can play the violin, can’t she?
格林小姐会拉小提琴，是不是？
They didn’t go to the documentary last night, did they?
他们昨晚没去看记录片，是吗？
A lot of tourists have taken photos in Yellow Crane Tower, haven’t they? 很多游客在黄鹤楼拍过照，是不是？
There won’t be paper money in 100 years, will there?
100年后，纸币将不存在了，是吗？
②如果陈述部分包含no, little, few, never, hardly等词时，这部分就看作否定。例如：
You have no classes tomorrow, do you? 你明天没有课，是吗？
Few people like to stay at home on weekends, do they?
没几个人愿意在周末待在家里，是吗？
拓展 祈使句后可以加一个简短问句，使语气变得客气一些。例如：
Have a little more coffee, will you? 再喝一点咖啡好不好？
Let’s meet at the station, shall we? 我们在火车站碰头，行不行？
应用 续写下列句子的附加疑问句。
①Maria usually has eggs, rice and broccoli for lunch, ____?
②We took a piano lesson last Monday, ____?
③Her grandpa has never been to Eiffel Tower, ____.
④Jack and his brother found nothing in the corner, ____?
⑤Your sister put her wallet on the desk, ____?
⑥There will be less pollution in the future, ____?
⑦Be careful to look both ways, ____?
⑧Many people will not give big gifts to someone else in Canada, ____?
⑨I don’t think she can play the trumpet, ____?
⑩Mrs Mendoza must be at home now, ____?
解答
①doesn’t shehas是实义动词，意思是“吃”。
②didn’t wetook是动词过去式。
③has henever是否定词。
④did theynothing是否定词。
⑤didn’t sheput是动词过去式。
⑥will thereless是否定词，助动词是will。
⑦will/won’t you 祈使句后的附加问句一般是will you或won’t you。
⑧will theypeople是复数。
⑨can she “I think+宾语从句”的附加疑问句往往要针对从句部分来续。
附加控制 篇4
随着大区电网互联规模的日益增大,区域间低频振荡已成为限制互联系统输电能力、影响电网安全稳定运行的重要因素之一[1,2]。利用直流系统的功率调制可有效抑制互联电网振荡,改善系统运行稳定性[3,4]。而直流系统的功率调制功能,需在其控制系统中加入附加控制器来拓展[5,6,7]。
传统直流附加控制器大多基于线性化模型设计,如超前-滞后补偿控制[8]、最优控制[9]等。这种模型目标明确,结构简单,易于实现,在改善交直流互联电网动态稳定性方面已发挥重要作用。但控制系统的线性化模型依赖于系统元件的详细数学模型和精确参数。系统网络结构或元件参数发生变化时,控制器性能指标将受到影响和限制,严重时有可能恶化互联系统的稳定性。
近年来,随着非线性控制理论的发展,交直流互联系统的稳定控制问题也相应取得了一些进展,文献[10]基于非线性系统的状态反馈线性化方法与线性系统的变结构控制理论所设计的直流非线性控制器,在改善直流系统性能的同时,提高了交流系统的电压稳定性。文献[11]将李亚普诺夫直接法应用到直流系统附加阻尼控制器的设计中,改善了系统的动态稳定性。上述方法的研究对象仅限于电力系统强非线性模型的微分部分,而忽略非线性代数部分的影响。文献[12]利用微分代数模型研究发电机励磁控制和直流系统的定电流控制,所研究的对象是单机无穷大交直流互联系统,直流逆变侧换流母线电压恒定,未考虑多机系统相互作用和直流闭锁对互联系统稳定性的影响,研究结果过于乐观,不利于推广到多机系统。
本文基于叠加原理,提出一种将微分代数模型状态反馈线性化分解为微分模型状态反馈线性化和关联代数模型状态反馈线性化的新方法。将该方法应用于多机交直流互联系统直流附加控制器设计中,计及电力系统非线性代数方程对直流功率调制的作用;考虑静态负荷电压和换流母线电压的影响,推导出附加控制器的控制策略。仿真结果验证了本文控制方案的有效性。
1 微分代数系统反馈线性化原理
典型的非线性微分代数系统模型可表示为
其中,x=[x1,x2,…,xn]TRn为状态向量;y=[y1,y2,…,ym]TRm为输出向量;u=[u1,u2,…,um]TRm为控制向量;λ=[λ1,λ2,…,λl]TRl为代数向量;f:Rn×RlRn、α:Rn×RlRl和h:Rn×RlRm分别为n维、l维和m维光滑向量场,g:Rn×RlRn为n维向量场;α(x,λ)为一个多项式系统。
假定在Ω奂Rn×Rl内,矩阵α/λ非奇异,由隐函数定理知:
定义h(x,λ)沿向量场f(x,λ)方向的导数为
其中,h(x,λ)为h(x,λ)的梯度,则式(3)可表示为
由式(4)可知,根据叠加原理,函数h(x,λ)沿向量场f(x,λ)方向的导数由两部分组成:第一部分为h(x,λ)显含状态变量x项,沿向量场f(x,λ)方向的导数即Lie导数;第二部分为h(x,λ)隐含状态变量x项,沿向量场f(x,λ)方向的导数即关联代数部分沿向量场方向的导数。
同理,对于函数h(x,λ)沿向量场f(x,λ)方向的k阶导数可表示为
向量场g沿向量场f方向的导数表示为
类似于Lie关系度的定义,式(1)所示的非线性系统,在(x,λ)Ω内,定义矩阵:
若存在ki
结合微分几何理论的Frobenius定理和向量场的对合性[13],若r=n,系统存在局部微分同胚的坐标变换,可将式(1)变换到Z空间的Brunovsky标准型;若r
2 直流系统微分代数模型
交直流互联输电系统典型结构如图1所示。
将图1所示的直流系统送、受端区域等值为2台发电机。发电机采用经典二阶模型,不计调速器的作用,即原动机输入的机械功率保持不变,发电机转子运动方程为
其中,δi为发电机转子角;ωi为发电机转速;ω0为额定转速;Pm为机械功率;Pe为电磁功率;H为发电机的转动惯量;D为发电机的阻尼系数。
以等值系统2为参考。区域1、2惯量中心间的转子运动方程可表示为
其中,Pac、Pdc为区域1与2之间的交直流联络线上的交流、直流功率;PL7、PL9为母线7、9的负荷。
利用直流输电系统进行功率调制时,直流系统应运行在准稳态条件下。不考虑直流系统的动态特性,将直流系统的功率调节视为一阶惯性环节,整流侧带阻尼控制器的定功率控制。直流系统的状态方程可表示为
其中,Pdc为直流功率实际值;Pdc,ref为直流功率设定值;τdc为直流系统功率调节等效时间常数;Pdc,add为直流系统附加控制量。
直流附加控制器设计目的:当交流系统受扰动时,通过直流系统的功率调制阻尼系统振荡,维持互联系统的动态稳定性。将2台等值发电机的转子相对角度作为判别系统是否稳定的标志,系统受扰动后2台等值机的转子相对角度增量越小则表明系统越稳定。
为直观表现所设计的非线性控制器控制性能,本文将2台等值发电机转子相对角度的增量作为非线性控制器的输出,即
系统代数方程由换流母线功率平衡方程组成:
其中,θi、θj为系统中节点i、j的电压相位角;θij为节点i与j的电压相位角差;α为整流侧触发角;γ为逆变侧熄弧角;μr、μi为整流侧和逆变侧的换相角;Pdr为整流侧注入换流母线的有功功率;Qdr为整流侧注入的无功功率;Pdi为逆变侧注入换流母线的有功功率;Qdi为逆变侧注入换流母线的无功功率;ζZ、ζI、ζP、ηZ、ηI、ηP为负荷恒阻抗、恒电流、恒功率模型(ZIP模型)在总有功和无功负荷中所占比例;PL7、PL9、QL7、QL9为负荷7、9的实际有功、无功功率;PL70、PL90、QL70、QL90为负荷7、9在基准点稳态运行时的有功、无功功率;U7、U9为母线7、9实际电压幅值;U70、U90为母线7、9基准点稳态运行时的电压幅值。
3 控制器设计
对图1所示的交直流互联系统,式(1)的具体模型参数如下:
假定D1/H1=D2/H2,矩阵α/λ非奇异,则矩阵α/λ的逆矩阵必存在:
结合式(11)(12),向量α对状态变量x的偏导数为
由式(2)得:
根据微分代数系统的关系度定义,计算可得系统关系度r=3,等于系统状态向量的维数,故图1所示的非线性微分代数系统可直接状态反馈线性化。取坐标映射Z=ψ(x,λ),利用微分代数模型的精确线性化方法将式(8)~(12)化为状态反馈精确化标准型:
系统的动态方程为
由式(16)可得,直流系统附加控制输入Pdc,add为
线性系统(16)的最优控制:
又有
将v*、f1、f2、f3、Lf3h、LgLf2h代入式(17),得直流系统非线性附加控制器控制规律:
由推导可知,考虑了静态负荷电压特性的直流系统附加控制策略是建立在系统微分代数模型基础上的。该控制策略有效计及了电力系统的强非线性代数方程的影响,可简便地将交直流系统的微分反馈线性化模型扩展为微分代数反馈线性化模型。控制器以发电机的相对功角增量作为状态可观量,跟踪调节直流系统传输功率,改善互联系统的动态稳定性。
4 仿真分析
以图2所示的系统为例,对本文的控制策略仿真验证。系统详细参数见文献[14]。静态负荷模型参数为[ζZ,ζI,ζP,ηZ,ηI,ηP]=[0.4,0,0.6,0.4,0,0.6]。非线性控制器的线性最优控制参数[k1,k2,k3]=[3,5.35,3.27]。
扰动方式:t=1 s时在母线9上发生三相短路,t=1.1 s时故障消失。
图3~7为该扰动方式下直流系统采用无附加控制(NC)、附加线性控制(LC)以及本文所提的非线性附加控制(NLC)时,G1与G3的相对功角δ13、直流线路功率(标幺值)、直流附加功率、整流侧直流电压(标幺值)及触发角的仿真结果。
由图3可知,系统在无附加控制和常规的线性控制下虽然最终能稳定,但阻尼较弱;采用本文的控制策略后,系统阻尼明显得到改善。
图4和图5显示故障后直流功率调制效果:t<1 s时,系统稳态运行直流系统传输功率等于设定功率即Pdc=Pdc,ref=200 MW、Pdc,add=0;t=1 s时,换流母线9发生三相瞬时接地故障,母线9电压跌落为零,逆变侧直流电压降至0,直流闭锁,直流系统传输功率Pdc=0;t>1.1 s时故障消失,母线9电压波动后恢复到故障前的值,逆变侧直流电压在t=1.12 s上升到0.8 p.u.,恢复至直流系统解锁电压即Ublock=0.8 p.u.,直流系统进入解锁延时;t=1.55 s时,直流系统解锁,系统开始正常运行,此时直流传输功率Pdc=Pdc,ref+Pdc,add,直流传输功率在t=1.88 s时到最大值263.9 MW;t>4.53 s时系统振荡基本消失,直流功率调制退出,传输功率等于故障前设定功率。直流系统无附加控制,故障后传输功率等于故障前的传输功率Pdc=200 MW;采用传统线性控制,故障后直流传输功率在t=1.85 s时达到最大值222.98 MW。可见,直流系统改善交流系统的动态稳定性,正是利用直流的短时过载能力,在事故后提供足够的功率支援,阻尼系统振荡。
图6和图7为直流系统整流侧直流电压和触发角仿真结果。t<1 s时,互联系统稳态运行,此时换流母线7电压稳定,整流侧触发角α=18.56°,整流侧直流电压Udcr=0.997 p.u.;1 s
以上分析表明,本文的直流附加控制器具有以下优点:考虑直流系统闭锁,直流功率调制作用延迟120 ms,仍有效抑制系统振荡,若系统故障过程中直流系统保持稳态运行,故障发生后直流系统迅速进入功率调制环节,则控制效果更佳;与无附加控制和传统的线性附加控制相比,计及静态负荷电压特性和换流母线电压对直流功率调制的影响,能更加有效地提高系统的动态稳定性。
5 结论
本文基于叠加原理,提出一种微分代数模型反馈线性化的新方法,可将微分代数模型的微分部分和关联代数部分的反馈分别线性化。此方法在不影响计算精度的前提下,有效降低了计算规模和复杂程度。
水果房附加制度 篇5
1、水果房员工在非出品高峰期须休息，必须在指定位置，保持端庄、大方的坐姿，违者处罚30~50元。
2、上早班的水果制作员，必须对所进购的水果质量、数量认真检查，否则按工作失职处理，每次处以50~100元罚款；对工作造成损失的，损失部分由责任人承担。
3、早班水果制作员应根据果盘的出品量，合理做好下单工作，并在营业期间及时检查各类水果的备货量是否能保证正常运转；如有短缺应提前2小时上报部门第一负责人处理，如有违反按工作失职处罚30~50元/次。
4、水果房内水果的摆放，应严格按照卫生防疫站要求之标准，所有水果必须摆上货架，不允许直接堆放在地面上，同时房内要求做到无纸化，即所有的纸箱、包装箱、包装袋、包装筐不允许带进水果房，而应直接摆上货架或者以酒吧内配备的水果篮替代，违者将视为工作失误，处于30~50元处罚。
5、水果房工作人员应积极调查水果市场价格，监控供应商水果价位，发现不实或过高，及时反映部门作为调查参考之依据；以及根据时令季节，及时调查市场时令上市情况及价位，以便部门及时引进采用，新颖水果时令及丰富果盘品种。
6、《水果制作要求》：1）对水果房每日进货数量做控制，尽量保证每日使用之水果均为当日进购的新鲜水果；2）制作时要求严把质量关，严禁使用不符合质量要求的水果；3）制作过程中认真对装盛容器卫生程度作检查，是否干净，是否有遗留积水；4）尽量避免制作中从浸泡桶中把水果捞起来直接往果盘里放，带入大量水份影响果盘质量；5）制作水果时保证操作方式精细，避免因人为操作原因而损坏水果新鲜度，影响水果质量；6）水果的摆放做到整齐、适当，美观大方，不可太紧密或太单薄，太稀疏；7）保证份量感观丰满、实惠；8）刀法要利索、均匀，以免水果表面出现伤痕，由于水果的细胞组织不宜过多的用手抓、拿、挤、压，因此法将损坏水果脆弱的细胞组织，出现糜烂现象，影响水果表面的视觉感观。违者按工作失职处理，每次处罚30~50元，损失部分由责任人承担。
7、《水果申购及验收制度》：1）开申购单时要求结合当天水果使用量，根据次日生意需求量合理的补充货源量，杜绝开人情单的情况发生；2）验收水果时根据申购数量如实按量收取，禁止大量多收或少收现象发生，影响当晚使用或造成水果积压而影响质量；3）严禁收受人情烟、人情礼、更严禁收受私人回扣，吃人的嘴软，拿人的手软，一经发现公司将严惩不殆。
8、在营业中期如有水果短缺，要求供应商补送的水果，到货后必须请财务（仓库）人员到场监督过称，如财务下班，须由收银部派人到现场跟进，并签字认可，如有违反按工作失职处理，处罚30~50元/次。
9、当日所退水果必须与财务（仓库）人员共同过称，并开具退货单，注明品名、数量、金额，由财务、酒吧员、供应商共同签字认可，如有违反按工作失职处理，处罚50~100元/次。损失部分有责任人承担。
酒吧部
附加题冲刺训练四 篇6
1． 用斜线“/”给下面画线的文言文断句。（限6处）
夫诗有别材，非关书也；诗有别趣，非关理也。而古人未尝不读书，不穷理。所谓不涉理路、不落言筌者，上也。诗 者 吟 咏 情 性 也 盛 唐 诸 人 惟 在 兴 趣 羚 羊 挂 角 无 迹 可 求 故 其 妙 处 透 彻 玲 珑 不 可 凑 泊，如空中之音，相中之色，水中之月，镜中之象，言有尽而意无穷。
（严羽《沧浪诗话》）
2． 请写出盛唐诗坛中的两个代表流派： ，_________。
3． 根据文段内容用自己的话概括盛唐诗的特点？
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二、 名著阅读题
4． 下列有关名著的说明，不正确的两项是（ ）（ ）
A. 面对封建包办婚姻，《家》中的觉民闻讯后先表示坚决反对，但几经努力抗婚不成后，毅然决定离家出走，追求婚姻自由；觉新则是无抵抗主义和作揖主义，明明喜欢表妹梅，却对包办婚姻表示顺从，回房大哭一场，与瑞珏完婚。
B. 《红楼梦》中有不少预示命运的判词。其中“玉带林中挂，金簪雪里埋”说的是黛玉和宝钗；“可怜绣户侯门女，独卧青灯古佛旁”说的是妙玉；“清明涕泣江边望，千里东风一梦遥”说的是探春。
C. 《女神·凤凰涅槃》中凤与凰在自焚前共同歌唱，悲痛却不悲观，决心与旧世界诀别，毅然集香木自焚，勇敢地接受烈火的考验，焚毁身内身外的一切，积极地创造一个无限美好的新世界。在凤和凰身上都体现了彻底的不妥协的反帝反封建精神。
D. 鲁迅小说集《呐喊》中的知识分子，其精神特征大致有三类：一是封建制度的受害者和牺牲者，如《白光》中的陈士成；二是封建制度的维护者和追随者，如《祝福》中的鲁四老爷；三是封建制度的反抗者和破坏者，如《狂人日记》中的狂人。
E. “生存还是毁灭，这是一个问题。”这是莎士比亚剧作《哈姆雷特》中主人公的著名独白，作者在其身上寄托了人文主义的美好理想，而哈姆雷特的性格特征和悲剧结局也反映了人文主义的思想危机和致命弱点，因此有人说他是“思想的巨人、行动的矮子”。
5. 简答题
(1) 在巴尔扎克的小说《欧也妮·葛朗台》中，当老葛朗台把查理父亲破产自杀的消息告诉查理时，查理哭得死去活来。面对此情此景，老葛朗台和欧也妮分别有何表现？
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(2) 《三国演义》既是须眉男儿的群英会，也是弱质女流的大舞台。其中的女性形象主要有舍生取义型、守节守义型、女中丈夫型、嫉妒成性型、忘义趋利型，请你任选一型，结合相关情节做一个解释。（指出对应形象，有对应的情节分析）
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三、 材料概括分析题
在20世纪的中国文学家族中，乡土文学不但取得了丰厚的成就，而且还形成了深在的文学传统，风向标式地影响了其他文学门类的此起彼伏。
这种家园意识主要指向自然，指向自由与生命的本真形式。远古的人们本身就是自然的元素。在人类的发展中，由于“进化”使文明不断地爆裂，乡村与自然也产生了人为的“分野”，在对自然的模拟中“沉积”了深厚的“家园”情结，这种模拟主要表现了对自由的渴盼、对生命的尊重、对人之本体的溯源。
这种家园意识昭示我们：乡村，只有乡村，才能实现灵魂诗意地栖居。改革开放导致诸多农民“离乡进城”，他们在挣脱了与乡土直接的劳动关系时，却更加认同精神上的乡村，把它当做灵魂的“归宿地”。在遭遇都市文明的挤压时，在亲身感受农耕文化无可挽回地衰败时，他们都更亲切地怀念土地，频频地回到梦中的故乡，实现落叶归根之愿。萨义德说过：“一个人离自己的文化家园越远，越容易对其做出判断。”人们以一种新的乡土理想实现了精神的回归。
这种家园意识还表现为乡下人对土地的文化信仰及其更新。在理性上，他们别无选择，在“褪去”乡土文明的影响时，接受都市施与的“现代化的馈赠”。在情感上，他们始终相信：土地才是他们内心最高的信仰。土地所衍生的农耕文化，都成了他们的生命“符号”；在他们看来，对土地的保护，就是对原始文化的保护，也就是对心中的“家园”的保护。
6． 20世纪的乡土文学中流露出的家园意识有哪些特点？
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7． 结合上下文，说说你对文中引用萨义德的“一个人离自己的文化家园越远，越容易对其做出判断”这句话的理解。
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8． 20世纪的中国文学中，乡土文学成为风向标的原因有哪些？
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（连云港外国语学校 陆洋提供）
附加控制 篇7
随着电力系统互联规模的逐步扩大,由于互联系统电磁阻尼不足造成的低频振荡问题日益严重。PSS目前是电力系统中普遍采用的抑制系统低频主要方法。由于电力系统典型的非线性和随机性,这种控制方式的使用仍然存在一些问题。若电力系统运行状态变化使实际振荡频率落在PSS有效抑制振荡频率范围之外,PSS的作用就无法得到有效的发挥,而且这种附加控制方式鲁棒性较差。因此,有必要研究改善电力系统阻尼特性的新途径。
静止同步串联补偿器(Static Synchronous Series Compensator,SSSC)是一种基于电压源型逆变器的串联补偿装置,它相当于在输电线路上串联一个幅值可调,相位与线路电流成90°的正弦电压源。国外对SSSC的理论研究主要在以下几个方面:SSSC的结构特性、稳态分析与数学建模;潮流计算与控制;机电与电磁暂态仿真与控制[1,2,3,4,5,6,7,8]。国内对SSSC的研究集中在其稳态与暂态的建模及特性分析、控制策略的研究、阻尼低频振荡及次同步谐振机理的研究及阻尼控制器设计等方面[9,10,11,12,13,14,15]。文献[16-17]对SSSC建立了开关函数模型,设计解耦控制策略;文献[18]分析了逆变器直流电容器取值对输出电压波动影响,给出了工程参数设计值;该研究成果都基于装置电磁暂态模型,未考虑机电暂态过程。文献[19-20]对SSSC的稳态及动态特性进行了深入的分析,逆变器的快速响应能力可以在故障发生后提供足够的制动能量抑制单摆失步,但未考虑电磁暂态过程。以上研究成果或从系统或从装置层次提出了控制策略和参数设计方法,未从机电暂态和电磁暂态过程层次上分析SSSC对系统的交互作用。
本文首先介绍静止同步串联补偿器的数学模型、工作机理,然后分析SSSC的控制参数对系统电磁转矩的影响情况,并分析了SSSC直流电压控制和注入交流电压控制对系统阻尼转矩的贡献,结合附加阻尼控制规律,得出一个校验附加阻尼控制器有效性的校验条件,为阻尼控制器设计提供理论依据,从而保证各种工况下SSSC阻尼控制器都可以为系统提供正阻尼。
1 SSSC阻尼控制器数学模型
图1为安装SSSC装置的单机无穷大系统,SSSC用电压源和代表耦合变压器及逆变器回路损耗的阻抗串联表示。图2为SSSC的系统相量图。下面分析系统投入SSSC后,SSSC的作用是如何体现的。采用dq坐标,以q轴为参考轴,以暂态电动势和暂态电抗表示凸极机,由图2所示的系统相量图可知
对SSSC三相动态微分方程利用Park变换,以q轴为参考轴得到其动态模型为
投入SSSC后的线路电流为
其中,SSSC是否可以有效地抑制系统的功率振荡,主要看其控制施加在系统电磁转矩上的影响如何,计及SSSC的系统电磁转矩为式(4)所示。为后面分析过程中表达式的简化,这里令
对式(3)进行线性化,则有
上式中各系数的表达式为
将系数代入得
其中,各变量的系数的表达式为
为了分析得到的同步转矩和阻尼转矩系数的正负,需要确定相关参数的符号,可参考其具体的量化表达式,其中,kt1,kt 4>0,kt 2和kt 3的符号由初始状态决定,假定δin 0=0,则有kt 2,kt 3<0。式(6)中,kt1=TS0,为SSSC加入之前系统的同步转矩系数;加入SSSC后系统的同步转矩系数和阻尼转矩系数由于m,Vdc及δin的控制都有所改变。图1所示系统线性化后的方程为
其中:
因此,SSSC的控制对系统电磁转矩的两部分贡献分别如式(8)所示。
其中,Δm和Δδin的控制规律决定SSSC对系统电磁转矩的贡献。
2 SSSC阻尼控制器设计
2.1 控制器参数对系统电磁转矩的贡献
首先来分析SSSC直流电容电压Vdc的动态特性,直流电压保持恒定是SSSC稳定运行的关键,在控制上,通常令注入电压的相角与线路电流的夹角不完全正交,而是差一个小角度,从而通过控制来实现SSSC直流侧与交流侧的有功交换,来维持直流电压的稳定,并以此对线路功率振荡进行抑制。假定SSSC与系统的有功交换为Pss,有Pss=Vdc Idc,系统侧的有功平衡方程Pm-Pe=Pacc+Pss,其中,mP为发电机的机械功率(假定不变);eP为发电机输出的电磁功率;Pacc为系统的加速功率。稳态时,Pm 0-Pe 0=0,Pacc0=0,Pss0=Vdc0 Idc0=0(Idc0=0)。但在暂态过程中,为了获得功率平衡,保证ΔPss+ΔPe+ΔPacc=0,需ΔPss与ΔPe在相位上是相反的。这样,ΔPss在相位上超前于转速Δω90°,将Pss=Vdc Idc线性化可得到
由上式可见,ΔPss在相位上超前ΔVdc 90°,综上可知ΔVdc和Δω同相,且ΔVdc=kdcΔω。其中,kdc为直流电容电压变化量与转速变化量的相关系数,且有kdc>0。通常,SSSC的控制采取如下方案,即令注入电压相移δin控制直流电容电压,用调制比m来控制注入电压和线路功率。直流电容电压控制框图如图3所示。
对直流电容电压控制线性化后可得如式(10)关系式:
如果忽略换流器的动态调节过程,则上式可简化为Δδin=-kc kdcΔω,其中kc为直流电压控制增益,将其代入式(8)中,因kt4>0,又kdc为正,则ΔTδ=-kt4 kc kdcΔω。可见直流电压控制环节为系统提供负阻尼转矩,增益kc越大,提供负阻尼就越多。
2.2 注入交流电压控制对阻尼转矩的作用分析
调制比m的控制环节采用功率调制策略,输入信号采用线路功率,控制规律见图4。
由此可知
将上式代入式(8),得到此控制环节对系统的电磁转矩的贡献如式(12)。
如果先不考虑附加功率控制环节的作用,结合式(11)可以发现随着注入交流电压控制增益KAC增加,为系统提供的阻尼转矩系数为
(由于pT和TAC很小,这里可以不予考虑相关项),由式(8)可知kt2<0,故可知注入电压控制能为系统提供正的阻尼转矩,且增益KAC越大,为系统提供的正阻尼就越多。
通过以上分析可知,SSSC不采用附加阻尼控制时,其直流电容电压控制和注入交流电压控制对系统阻尼转矩施加的作用是相反的,前者会产生负阻尼转矩,后者可产生正阻尼转矩。即SSSC的电压控制会对系统的阻尼产生影响,但整体效果与具体的控制参数有关,同时这个结论为附加阻尼控制的设计提供了参数选择依据。
SSSC附加功率控制环节的传函为Kpod(s),输入信号为yf,如图4所示。因为输入信号都可由其临近的发电机转速进行重构,所以yf=R(s)Δω,则式(12)中的Gm(s)可以Gm(s)=s G0(s)Kpod(s)R(s)。故可整理得SSSC带附加阻尼控制的交流电压控制回路为系统提供的阻尼转矩系数为
为保证阻尼控制效果,需附加功率控制环节为系统提供正的阻尼,量值至少要抵消掉直流电容电压控制环节产生的负阻尼,KDp-KDs-kt 4 kc kdc>0,故联合可整理得
此式为附加阻尼控制器设计及参数选择的有效性提供了一个校验条件,满足此条件,才能保证SSSC的控制器可在任何情况下都能为系统提供正阻尼。
2.3 采用相位补偿法确定辅助阻尼控制参数
为增加系统振荡阻尼,附加阻尼控制器设计采用的方法很多,通常有基于直接反馈线性化理论的非线性控制、基于神经网络理论的附加阻尼控制、基于模糊理论的模糊控制策略、自适应抗干扰控制、极点配置法、相位补偿法以及基于广域相量的广域阻尼控制等。这里采用相位补偿法进行控制器设计,同时综合考虑式(15)的限制条件。首先,将式(11)和式(12)表示的动态特性代入到系统的状态方程中,从而得到以下形式的状态方程如式(16)。
令输出为y=ΔPL(即线路功率变化量),将SSSC的三个状态变量合写成向量x=[ΔVdcΔmΔδin]T,则式(16)可化成
由此,可以得到含SSSC的系统闭环阻尼控制结构图,见图5。
同时,可由式(17)推导出图6阻尼控制结构图中相关函数的具体表达式如下式(18)。
Kpod(s)为附加阻尼控制传函。从图6中,可以推得系统的阻尼转矩为
其中,λ0为系统的主导振荡频率,SSSC阻尼控制器应该为系统提供正阻尼,可整理得
故可由相位补偿法,确定阻尼控制器Kpod(s)的参数,即令其中,Kpod(λ0)=Kpod∠θ,F(λ0)=F∠ϕ。最后利用式(15)条件进行效果验证。
3 算例验证
对图1所示单机无穷大系统进行时域仿真,结合上面方法进行阻尼控制器设计。系统参数如下:发电机:H=7.3。SSSC:S=100 Mvar,最大注入电压线路相电压的8%;直流电容电压Vdc=40 k V,Cdc=375μF。SSSC的直流电压控制参数:kc=0.35,Tc=0.02 s。SSSC带附加功率控制的交流电压控制器参数:
首先,令故障在2 s时发生,持续时间100 ms;令SSSC在故障前1 s时投入,采用POD控制前后系统的动态特性的比较如图6所示。
然后,故障发生时间不变,令SSSC在故障后0.2 s后投入,称为旁路运行方式。观察加入POD控制前后系统的动态特性变化情况,如图7所示。通过以上仿真分析,可以发现SSSC的POD控制器在故障前后投入,对系统都会产生很好的阻尼控制作用。
4 结论
附加控制 篇8
随着中国西北火电基地的建设和电力系统的发展,串联电容补偿输电技术在国内电网中已得到广泛的应用[1]。但其在提高系统输电能力的同时,也可能会引起电力系统次同步谐振(SSR),严重威胁电力系统的安全稳定运行[2,3]。
为维持系统的安全稳定运行,迄今已相继提出了多种SSR的抑制措施,其中柔性交流输电系统(FACTS)因其具有快速、灵活的调节能力而尤其受到学术界和工业界的重视。静止同步补偿器(STATCOM)作为一种新型FACTS装置,具有损耗小、响应时间快、占地面积小等特点,其在SSR抑制领域的研究和应用已成为研究热点之一[4]。文献[5]证明了传统的STATCOM电压和无功控制不能达到有效抑制SSR的目的。文献[6-7]分别提出了利用STATCOM产生次同步电流进行SSR抑制的理论和方法,但在上述电流控制模式下STATCOM的控制系统复杂、控制精度要求高,对器件的开关频率要求较高。文献[8-11]在电压控制模式下采用发电机母线电压和轴系转差信号作为STATCOM抑制SSR的控制信号,文献[12]在文献[8]的基础上增加了发电机有功功率阻尼控制环,提高了短时间内小幅值振荡的抑制效果;文献[8-12]给出了STATCOM在电压控制模式下的SSR抑制策略并进行了仿真验证,但并未对电压控制模式下STATCOM抑制SSR的机理进行详细分析和研究,且没有考虑模态分离的控制策略,也未能给出控制器的详细设计方法。
本文首先分析了STATCOM抑制SSR的基本原理,提出了STATCOM附加电压控制抑制SSR的控制策略;然后以国内某实际串联补偿输电工程为研究对象,仿真验证了本文提出的STATCOM附加电压控制策略抑制电力系统SSR的有效性,并与静止无功补偿器(SVC)抑制效果进行对比,表明同等容量下STATCOM对SSR的抑制效果更优。
1 利用STATCOM抑制SSR的原理
1.1 STATCOM系统构成及接入系统方案
如图1所示,STATCOM经变压器安装于发电厂高压母线处,其出口交流电压的幅值、频率和相位可以通过逆变器中开关器件(如绝缘栅双极型晶体管(IGBT)等)的驱动信号进行控制,整个STATCOM装置相当于一个频率、幅值和相位均可控的电压源[13]。由于常规的电压和无功控制不能有效抑制电力系统SSR,需加入发电机转速偏差反馈控制,因此,检测信号中应包含发电机转差信号。
1.2 STATCOM阻尼SSR的原理
对于额定频率为ω0的电力系统,设系统发电机轴系的SSR扭振频率为ωi。通过发电机转速偏差反馈控制对STATCOM输出电压进行调制,使其包含频率为ω0-ωi的电压分量,由此产生频率为ω0-ωi的补偿电流经STATCOM出口变压器注入系统,进而通过发电机电枢绕组产生对应于ωi的次同步频率阻尼电磁转矩增量ΔTe。相应的,由STATCOM附加电压控制所提供的该频率电气阻尼增量为:
合理设计STATCOM发电机转速偏差反馈控制器参数,使上述次同步频率电气阻尼增量ΔDe为正值,即可向系统提供正的电气阻尼,起到对频率为ωi的轴系扭振分量的阻尼作用[14]。
1.3 STATCOM附加电压控制产生次同步电流机理
STATCOM的电压控制方法通过控制逆变器所产生的交流电压基波相位与系统侧电压相位的相位差γ来控制STATCOM的出口电压,进而改变其输出电流。为抑制系统SSR,在其输出电压中需要叠加经过次同步调制的电压分量,其触发控制框图如图2所示。左侧框内为多振荡模态时的模态分离控制框图,针对各模态分别形成带移相的正弦参考信号后进行线性叠加。由于在该控制模式下,各模态形成的正弦信号中均含有工频分量,为了实现转速反馈控制和电压控制的解耦,需要消去各模态正弦信号中的工频分量,同时直流侧电压由传统的常规电压控制回路得到的移相角γ0形成其参考正弦波,如图2中右上角框内控制框图所示,图中α为锁相环(PLL)输出。通过调节各模态正弦参考波的相位,使其叠加后与三角载波进行比较形成脉宽调制(PWM)触发脉冲,从而控制STATCOM的输出电压。图中模态i的正弦调制波起始相位角γi由该模态电压控制环节得到。
常规电压控制框图如图3(a)所示。对装置出口处电压进行测量并补偿后与参考值比较,采用比例积分(PI)控制得到基波移相角γ0。
以模态i为例,发电机转速反馈附加控制环节框图如图3(b)所示。在STATCOM常规电压控制的基础上引入发电机转速偏差反馈,得到含有模态i转差调制信号的移相角γi,使装置的出口电压中包含有次同步频率的电压分量。
根据上述控制方法,以模态i为例分析装置对SSR的抑制作用。设系统额定频率为ω0,STATCOM附加电压控制器输入信号中包含该模态转差信号:
式中:Ai和Φi分别为模态转差的幅值和初相角。
可得到STATCOM的输出电压包含:
式中:A0和α0分别为STATCOM出口端基波电压幅值和初相角;Ki为电压控制部分滤波器、模态放大及移相补偿环节增益;φi为滤波器引起的相位偏移;βi为该模态信号需要补偿的相位。
暂不考虑工频消去分量,将式(3)第1项展开可以得到:
式中:x=KiAisin(ωit+Φi+φi+βi)。
欲证明STATCOM的输出电压中包含频率为ω0-ωi的电压分量,需要对cos x和sin x项进行化简,对式(4)在x=0处用泰勒展开对原函数进行逼近。由于余项数值较小,对结果影响不大,将余项忽略后化简得到式(5),其详细过程见附录A。
式中:n=1,2,3。
h0~h3的表达式为:
式中:Ai值很小,有h0≈A0。
由式(3)和式(5)可知,在上述控制器作用下,STATCOM输出交流电压中含有与转子扭振频率ωi互补的频率为ω0-ωi的电压分量,进而可通过连接变压器向系统注入ω0-ωi频率的次同步电流分量。通过STATCOM转速偏差反馈控制器合理控制放大倍数Ki和补偿相位βi,使STATCOM向系统注入的次同步电流在发电机中产生次同步制动转矩,即可达到抑制系统SSR的目的。
2 次同步电气阻尼分析及控制器设计
2.1 STATCOM输出电流产生的次同步电气阻尼
STATCOM向系统注入的次同步电流应在发电机中产生尽量大的次同步制动转矩,以更有效地抑制系统SSR。因此,有必要首先分析STATCOM输出电流产生的次同步电气阻尼,以对控制器设计提供理论指导[15]。
设整个系统对STATCOM端口的ω0-ωi频率等值阻抗为Z,计及高压母线到系统侧的阻抗,STATCOM注入发电机的次同步分量电流为:
式中:Mi=h1/Z;Gi和σi分别为输出电流注入发电机引起的幅值和相位变化。
设派克变换中转子d轴超前定子a相轴线的初相角为θ0,发电机功角设为δ。若发电机出口至STATCOM输出之间的变压器相移为零,则定子端电压初相角为α0,有α0-θ0+δ=π/2。
将式(6)经派克变换后得到在dq坐标系下的表达式为:
派克变换中忽略定子磁链的变化及定子电阻[7,15],则定子端电压可近似表示为:
式中:Um为定子端电压幅值。
将式(7)线性化后可计算得到次同步电流产生的电磁转矩为:
又由Δωi=Aisin(ωit+i),可知
因此,补偿电流次同步分量提供的电气阻尼系数为:
上述推导表明,正确设计补偿参数,可利用补偿电流激发幅值与相位适当的电磁转矩,使得与机组扭振频率互补的次同步频率电流产生的次同步阻尼均为正值,进而起到抑制SSR的作用。
2.2 STATCOM控制器设计
STATCOM采用图3所示的控制回路:发电机转子转速偏差信号经过带通及带阻滤波后分离出轴系3个扭振频率分量,然后分别进行放大和相位补偿,对STATCOM的电压控制信号进行调制。
由式(5)可知,STATCOM的输出电流中包含有ω0±nωi频率的电流,系统对超同步频率电流阻尼较大,但是次同步频率的谐波分量可能会引发其他模态频率的振荡,因此,其输出电流需要在阻尼该模态SSR的同时避免对其他频率分量提供负的次同步阻尼。其他分量主要为ω0-nωi(n=2,3)频率分量,根据式(11)可知,STATCOM提供的该频率电气阻尼分别为:
由式(11)—式(13)可知,补偿相位需满足条件:
由此,可选取补偿相位为:
式中:φi和σ与待补偿频率有关。
3 算例研究
3.1 仿真算例介绍
国内某串联补偿输电系统接线如图4所示。电厂1装机容量4×600 MW,通过双回500kV线路(B1—B3,简称B13线路,双回线加装35%串联补偿)送电至B3开闭所;电厂2装机容量2×600 MW,通过单回500kV线路(B2—B3,即B23线路)送电至B3开闭所;B3—B4三回500kV线路(即B34线路)串联补偿度均为35%。
电厂1机组轴系的3个扭振模态频率分别为:13.34 Hz(模态1)、22.73 Hz(模态2)、27.75 Hz(模态3)。分析表明,该系统存在多模态SSR问题:模态1和模态2呈弱阻尼,在某些运行方式下不稳定,模态3阻尼最弱,在较多运行方式下存在SSR发散风险。
为验证所提出的抑制措施的有效性,基于PSCAD/EMTDC仿真平台搭建系统电磁暂态仿真模型(见图4),在B1处分别接入STATCOM和SVC进行抑制效果仿真对比分析。其中STATCOM容量为100 Mvar,主电路为六脉波电压源型逆变器,SVC投入容量为160 Mvar。
仿真采用的系统开机方式为:电厂1的1号至4号机组以及电厂2的5号机组满载额定功率因数运行,6号机组退出运行,所有输电线路及串联补偿装置正常投运。扰动设置为B34线Ⅰ回首端单相永久性短路(1.0s短路,1.1s故障相切除,2.1s重合闸故障相,2.15s跳三相断路器)。
3.2 无抑制措施时系统SSR特性
不考虑机械阻尼,对指定的开机方式和扰动设置进行时域仿真分析,得到电厂1的2号发电机转子模态转差如图5所示。可知,该电厂串联补偿送出系统存在严重的SSR问题,且电厂1机组轴系模态3(27.75Hz)为系统的主导不稳定模态。
3.3 STATCOM抑制效果
STATCOM投入运行后,电厂1的2号发电机模态转差和各质量块扭矩图如图6和图7所示。
模态转速最大值、模态阻尼及衰减时间如表1所示,其中衰减时间为模态转速的幅值从最大值衰减到最大值e-1倍的时间,模态阻尼为衰减时间的倒数。由图6、图7和表1可知,STATCOM投入运行后,电厂1机组扭矩迅速收敛,系统SSR得到有效抑制。
对STATCOM的输出电流进行频谱分析,结果如图8所示。由图8可知,STATCOM输出电流主要是与扭振频率互补的次同步频率电流分量,与机理分析结果相符。
3.4 SVC抑制效果
SVC装置通过对其基波电纳进行次同步频率调制以抑制系统SSR[16,17],即在SVC基波电纳参考值中加入次同步频率分量。SVC投入运行后,电厂1的2号发电机模态转速和各质量块扭矩如图9和图10所示,模态转速最大值、模态阻尼及衰减时间如表2所示。可知,SVC投入运行后,电厂1机组的扭矩迅速收敛,系统SSR得到了有效抑制。
对比图9和图10、图6和图7以及表1和表2,可发现投入SVC后各模态转速及质量块间扭振幅值最大值比投入STATCOM时略大,衰减速度相对减慢。此时投入的SVC装置容量为160 Mvar,而STATCOM容量仅为100 Mvar。可知在达到同样抑制效果时,STATCOM所需容量小于SVC,STATCOM对系统SSR的抑制效果优于SVC。
4 结语
本文分析了电压源型STATCOM抑制SSR的基本工作原理,提出了应用STATCOM附加电压控制抑制SSR的次同步阻尼控制方法,并给出了详细的机理分析和控制策略。通过对国内某典型串联补偿输电系统SSR抑制问题的电磁暂态仿真研究,验证了本文所述控制策略的有效性,并与SVC抑制效果进行了仿真比较,表明STATCOM抑制SSR效果优于SVC。
摘要：提出了应用静止同步补偿器(STATCOM)附加电压控制抑制电力系统次同步谐振(SSR)的控制策略,并详细分析了其作用机理。以某典型串联补偿输电系统为实例,通过电磁暂态仿真验证了该控制策略的有效性。与利用静止无功补偿器(SVC)进行SSR抑制方案的仿真比较表明,同等容量下,应用文中提出的附加电压控制策略的STATCOM对系统SSR的抑制效果优于SVC。该方法为解决国内外输电工程所面临的SSR问题提供了参考,也为STATCOM装置的推广应用提供了依据。
附加控制 篇9
由于高压直流输电(high voltage direct current transmission)系统在大容量远距离送电、非同步联网等方面的巨大优越性,其在实际工程中的应用越来越广泛［1-4］。 若高压直流输电的送端系统基本只由若干个大型电厂与送端换流站群联接构成,则称之为孤岛运行［4］。 在这种孤岛运行方式下,系统的短路比较小,交、直流系统的扰动极有可能引起系统功率的持续不平衡,进而导致送端系统频率的不稳定,一旦控制不当,就会引起连锁故障,甚至造成孤岛系统的崩溃。 所以,针对直流系统孤岛运行方式,研究直流附加频率控制器具有重要意义。
文献[5-9]表明附加频率控制器的合理设计可以增强送端孤岛系统抑制系统功率波动的能力,提高孤岛系统的频率稳定性。 但是,文献[5-6]中的控制器是多模块级联结构,控制器各模块参数根据经验整定,控制效果一般;文献[7-9]中的控制器是PI控制器,控制器参数采用试凑法校正,参数整定需要一定的经验和技巧。 上述2 种控制器参数的整定皆具有一定的盲目性且控制效果一般,不利于工程实践应用。
针对上述研究的不足,本文利用先进控制理论的辨识方法通过对非线性时域仿真数据的分析直接计算出系统精确的低阶线性化模型,并依据根轨迹校正原则设计了直流附加频率控制器,有效地避免了控制器参数整定的盲目性。 同时,设计了传统PI控制器进行比较。 在PSCAD / EMTDC中的数字仿真实验表明,所设计的控制器可以有效地抑制系统频率波动,提高送端系统频率稳定性。 研究结果可为孤岛运行方式下的系统运行提供参考。
1 孤岛系统模型
1.1 仿真模型
基于PSCAD / EMTDC所搭建的某实际电网仿真系统网络结构如图1 所示。 在搭建电磁暂态模型时,主要考虑电厂和换流站间相连的330 k V线路,对于750 k V的外送线路和负荷进行适当的等值处理。 系统中电厂A、电厂B及电厂C均由2 台汽轮发电机构成,其中电厂A和电厂B中每台发电机的容量为660 MW,电厂C中每台发电机的容量为330 MW。 正常运行方式下,直流系统的控制方式为整流侧定电流控制、逆变侧定熄弧角控制。
正常运行方式下,所有电厂机组满发,直流系统的额定传输功率为3000 MW。 此时,直流系统的换流站交流母线与送端交流主网存在电气联系。 如果发生N-2 故障导致换流母线与送端750 k V交流主网的交流联络线断开,则系统的送端交流系统将只包括电厂A、电厂B和电厂C中的6 台发电机,形成电气关系上的孤岛运行。 图1 系统在孤岛运行时的短路比为:
其中,Ssc为换流母线短路容量;Pd N为直流额定功率。可知,直流系统在孤岛运行方式下,当其输送功率较大时,送端交流系统的SCR较小,属于较弱的交流系统［8］。 当交、直流系统存在扰动或故障等情况时,孤岛系统有功功率将难以平衡,进而导致送端系统频率的不稳定,给系统的稳定运行带来极大的风险。
1.2 基于TLS-ESPRIT算法的系统辨识
TLS-ESPRIT算法是一种基于线性化近似的高精度信号分析方法。 与传统辨识算法相比,TLS-ESPRIT算法具有抗噪抗干扰能力更强、计算量更少、模态参数辨识精度更高的优点［10-12］。 ESPRIT算法的关键是通过采样数据形成自相关矩阵和互相关矩阵计算出信号的旋转因子,通过旋转因子从而求出信号的频率和衰减因子,然后结合最小二乘法即可求出信号的幅值与相位［13-14］。 TLS-ESPRIT算法具体步骤如下。
设采样信号x(n)可以表示为一系列正弦信号与白噪声的组合:
其中,Ts为采样周期;P的取值为信号实际含有的实正弦分量个数的2 倍;ck= akejθk;ak、θk、σk、ωk分别为第k个振荡模式的幅值、相位、衰减因子和角频率;w(n)为白噪声。
采集数据形成如下Hankel矩阵:
其中,L>P,M>P,L+M-1=N。
奇异值分解Hankel矩阵:
将矩阵X的奇异值作为对角元素按大小排列形成对角阵 Λ,将矩阵V按奇异值的大小划分成信号子空间VS和噪声子空间VN,上标H表示共轭转置。矩阵X的幅值最大的P个奇异值的特征向量即为信号子空间VS的列向量。
设V1表示VS去掉最后一行后所剩的矩阵,V2表示VS去掉第一行以后所剩的矩阵,暂不考虑噪声和其他干扰,存在可逆矩阵 Ψ,使得:
其中,Ψ 为旋转算子,由 Ψ 可得到信号参数。
考虑到测量噪声及干扰误差等因素,V1、V2分别存在误差E1、E2,因而有:
对 Ψ 寻优以满足式(5),并且使误差矩阵E =[E1,E2]的Frobenius范数最小。 引入最小二乘法,对[V1,V2]进行奇异值分解。
其中,,将R分成4 个P×P的矩阵:
计算(-R12R22-1)的特征根 λk(k=1,2,… ,P),从而可知信号中各分量的频率、衰减因子和阻尼比分别为:
进一步采用最小二乘法计算出幅值和初始相位。考察N点采样信号,有:
用最小二乘法求解方程(10)可得:
从而,信号中各个分量的幅值和相位分别为:
为了辨识系统模型,在孤岛系统进入稳态运行后,对其施加不影响系统线性化条件的小幅值扰动。以直流系统整流侧定电流控制信号的低幅值阶跃扰动为输入,送端交流系统频率偏差为输出。 首先采集系统稳态运行时,送端交流系统频率信号数据X1;然后,在同一采样时间范围内,采集施加低幅值阶跃扰动后送端交流系统频率信号数据X2;以阶跃响应数据X=X2- X1为待辨识信号按照上述TLS-ESPRIT算法步骤进行数据辨识,辨识出系统阶跃响应的时域表达式。 进而求得包含系统最主要几个模态的系统低阶线性化模型G(s)。
2 附加频率控制器设计
由于缺乏负荷的频率调节效应,孤岛系统的频率的稳定性远远低于联网系统［15］。 送端系统在扰动、故障等情况下的系统有功功率不平衡是导致系统频率稳定被破坏的根本原因［16］。 因此,利用直流系统快速可控的优点,消除或减小发电机组输出功率与直流系统传输功率间的不平衡将是一种行之有效的解决办法［5］。
2.1 控制器结构
为了消除发电机组输出功率与直流系统传输功率间的不平衡,需要引入频率附加控制环节。 即在交流系统因扰动或故障造成系统频率波动时,将系统频率偏差作为附加控制器的输入信号,将附加电流控制信号作为控制器输出信号,调整直流系统输送功率,抑制送端系统有功功率偏差,阻尼系统频率波动［4］。 控制器设置在直流系统整流侧定电流控制处,其结构如图2 所示。
其中,Butterworth环节为低通滤波器,滤除高频干扰信号,其截止频率为60 Hz;根轨迹校正环节根据系统传递函数确定;限幅环节确定直流电流调制量的下限和上限,分别设定为-0.2 和0.2。
2.2 控制器参数整定
用根轨迹法进行校正是建立在改变系统原有根轨迹的基础上的［17-19］,即通过在系统开环传递函数中增加极点和零点,迫使根轨迹经过s平面内所希望的闭环极点的一种方法［5］。 为了方便计算,采用串联校正方法,设加入控制器后的闭环系统方框图如图3 所示。 其中G(s)为辨识出的系统传递函数,Gc(s)为校正环节传递函数。
加入校正环节后,系统的传递函数为:
校正前系统的根轨迹图如图4 所示。
由图4 可知,校正之前系统的开环极点均位于虚轴左侧且靠近虚轴处。 说明系统虽然稳定,但是受到扰动后容易引发振荡。 为了使系统具有较好的响应特性,现将系统阻尼比提高至 ζ = 0.5,自然振荡频率调整为 ωn= 2 rad / s,此时系统主导闭环极点将被校正至。 为此,在主导闭环极点处必须满足特征方程1+G(s)Gc(s) = 0,即:
此时单纯地改变系统增益并不能获得所希望的主导极点,所以必须在原系统开环传递函数中增加极点和零点,设校正装置的传递函数为:
其中,T1和T2由幅角缺额确定;Kc由开环增益缺额确定。
图5 所示为确定参数T1和T2的方法。
其中,点P是主导闭环极点所希望的位置之一,PA为通过点P的水平线,PB为∠APO的角平分线。 设PC和PD分别确定了校正环节的零点和极点。 基于以上假设,由三角形的外角定理可知,此时在理想极点P处校正环节所补偿的幅角缺额为 ф = - (α + β)。
对于图1 系统,在理想极点处有:
则由式(19)中的相角约束条件可知,所需补偿的幅角缺额为ф =-57.75°。 现令 α=β=-ф / 2=28.875° ,则可以计算得到T1= 3.868,T2= 1.034。 所以有:
在理想极点处,有:
根据式(19)中的幅值约束条件可得Kc= 6.463。所以,将系统主导闭环极点校正至时,串联校正装置的传递函数为:
为了实际应用以及进行仿真验证,根据,将串联校正环节等价转换至反馈回路,如图6所示。
计算可得控制器H(s):
控制器阶数过高,不适于实际应用,根据均方根法对其进行降阶处理,得到控制器H′(s)。
降阶前后控制器Bode图对比如图7 所示,控制器性能在降阶前后并未改变。
设计出根轨迹控制器后,为与传统频率控制方法进行比较,再次设计文献[7-9]中所提到的PI控制器。 整定得到的最佳PI参数为:比例参数选取为1,积分参数选取为3。
3 仿真验证
将求得的根轨迹控制器H′和PI控制器分别配置到图1 仿真系统中,施加不同的扰动在PSCAD /EMTDC中进行验证。
3.1 联网运行转入孤岛运行
正常运行方式下,若发生N-2 故障导致换流母线与送端750 k V交流主网的交流联络线断开,图1中直流系统将进入孤岛运行。 图9 为在1 s时系统进入孤岛运行,控制器配置前后直流送端系统频率变化情况。
由图9 可知,当系统由联网运行转入孤岛运行后,系统频率开始上升,最大频率偏差将达到0.3 Hz左右。随后,在发电机一次调频的作用下,系统频率波动开始逐渐降低。 配置附加频率控制器后,2 种控制器均可以加快系统频率收敛速度,使系统频率恢复稳定。但是采用根轨迹控制时,系统频率收敛速度更快,系统频率稳定值与稳态值偏差更小。
3.2 送端系统三相短路故障
现以最为严重的送端交流系统三相短路故障为例进行说明。 系统在孤岛运行方式下进入稳定运行后,设置1 s时刻节点B至节点C 3 回交流线路中的某一回线90 % 处发生三相短路故障,故障后0.1 s故障消除。 此时,控制器配置前后直流送端系统频率变化情况如图10 所示。
由图10可知,在孤岛运行方式下,交流系统发生三相短路故障后,系统频率失稳。配置附加频率控制器后,系统频率可以快速恢复稳定。但是采用PI控制时,系统频率虽然满足工况要求,但是仍有小幅度的波动。而根轨迹控制可以很快地将系统频率恢复至稳态值。
3.3直流侧故障
设置1 s时刻直流系统发生故障,该扰动使得整流侧定电流控制器的电流整定值上升0.05 p.u.。 控制器配置前后直流送端系统频率变化情况如图11所示。
由图11 可知,当直流电流整定值上升5 % 后,系统频率开始振荡,虽然初期有所收敛,但是最终系统频率将会发散失稳。 根轨迹附加频率控制器可以很好地抑制系统统频率振荡,使频率收敛至稳定。 PI控制器虽然对于频率振荡也有一定的控制作用,但是其控制效果明显不如根轨迹控制器。
由上述仿真可知,基于TLS-ESPRIT算法辨识系统传递函数,利用根轨迹校正原则设计的直流频率附加控制器,在各种故障下,均可有效地抑制系统孤岛运行时系统频率波动,保持系统频率稳定;并且在同等情况下,控制效果优于传统PI控制器。
4 结论
附加控制 篇10
随着现代风电机组容量和尺寸的增大,风电机组的传动轴系统(包括低速轴、齿轮箱、高速轴、联轴器等)将承受更大的应力和转矩。双馈风电机组中大惯性(2~6s)、低速旋转的叶轮通过传动轴系统与小惯性(0.4~0.8s)、高速旋转的双馈电机转子柔性耦合[1]。齿轮箱和联轴器的存在使得双馈风电机组的传动轴系统(或称轴系)具有较低的等效刚度(0.3~0.6rad-1)[1]。受到扰动时传动轴系统会表现出类似 于扭转弹 簧的振荡 特性 (振荡频率为0.1~10.0 Hz),称为扭转 振荡或轴 系振荡[2]。暂态时弱阻尼的扭转振荡会在双馈风电机组轴系造成较大的转矩脉动甚至转矩冲击。这不仅会降低传动轴系统(特别是齿轮箱)的机械寿命和可靠性,增加传动轴系统的维护成本(特别是冬季海上风电机组的维护),严重时还会引起风电机组因相应保护动作(如转速保护)而停运[3,4,5]。据德国弗朗霍夫风能和能源系统技术研究院(IWES)对1500余台风电机组15年的统计结果[6],与传动轴系统相关的故障修复时间超过风电机组总故障修复时间的15%,而轴系转矩振荡是其主要诱因。尽管风电机组整机的设计寿命为20年,但通常每6~7年就需要更换一次齿轮箱。不仅如此,额定风速以上时,扭转振荡所造成的转速波动还可能引起桨距控制系统的频繁动作,从而增加其故障率[7]。另外,由双馈风电机组转速振荡引起的风电机组有功功率振荡,还可能作为扰动源激发电力系统在该频率附近的低频振荡模式[8,9,10]。
近年来,越来越多的国家在其风电并网导则中规定,风电机组应在其基本控制基础上提供或预留电压调节、频率支撑和阻尼控制等系统级的附加控制[11]。目前,这些附加控制器的参数大多基于经验或试凑方法获取,而不恰当的参数取值可能在改善系统性能的同时降低风电机组轴系振荡阻尼[12,13,14]。通常,并不是所有控制器参数对轴系振荡阻尼有同等重要的影响。因此,在种类繁多、量纲各异的参数中定量确定影响轴系振荡阻尼的关键参数并重点对关键参数进行优化,不仅能显著降低参数整定的时间成本,还能有效提高轴系振荡的阻尼水平。现有研究均基于特征值分析或者时域仿真曲线来讨论其中某种特定的控制器参数对轴系振荡的影响,而缺乏对不同类型附加控制器参数进行重要性排序的定量方法[12,13,14]。
传统的绝对特征值灵敏度是定量评估参数对特征值重要性的有效方法[15,16]。然而,当它应用到评估风电机组不同类型附加控制时却存在以下局限性:1由于风电机组附加控制器参数的量纲(如不同类型的增益、时间常数等)和取值范围各异,因此将参数绝对特征值灵敏度进行直接比较缺乏物理意义;2参数的特征值灵敏度与风速有关,出现概率较小的风速范围可能对应的特征值灵敏度较大,而出现概率较大的风速范围可能对应的特征值灵敏度较小,现有的基于某个确定运行条件的绝对特征值灵敏度指标在排序上难以同时克服上述局限性。这将造成同一参数在不同风速下的特征值灵敏度排序不同,不利于筛选关键参数。
为了克服上述局限性,本文提出了一种累积相对特征值灵敏度(CRES)指标和计算方法。CRES本质上是相对特征值灵敏度的加权和。通过引入相对特征值灵敏度消去参数量纲的影响。在此基础上,将风速划分为若干区间,以每个区间的平均风速作为该区间的典型风速,以风速落入各区间的概率作为该区间典 型风速下 计算所得 特征值灵 敏度的权重。
1双馈风电机组转子侧变流器的控制策略
双馈风电机组转子侧变流器(RSC)的控制策略包括基本控制和附加控制[11,17]。基本控制的目标是保证风电机组在额定风速以下实现最大功率点追踪,额定风速以上实现恒功率(额定功率)的有功功率控制以及在一定范围内实现功率因数可调的无功功率控制。附加控制也被称为高级控制[11],其目标是希望风电机组在基本控制基础上力所能及地向电网提供额外的电压调节、频率支撑和阻尼控制等辅助功能。
现有研究中常见的附加控制类型包括:1有功功率阻尼控制(或称有功调制)[12,19,20];2虚拟惯性控制[11,18];3下降控制(或称下垂控制)[11,21];4无功功率阻尼控制(或称无功调制)[14];5机端电压控制[1,11]。上述附加控制的结构如图1所示。其中,红色部分表示有功功率类附加控制(即控制器的输出信号叠加在RSC有功控制回路);蓝色部分表示无功功率类附加控制(即控制器的输出信号叠加在RSC无功控制回路)。
图1中,ωg为双馈电机转速(标幺值),基准值为同步转速;P*和P分别为双馈风电机组有功功率参考值和实际值(标幺值),基准值为风电机组额定容量;Q*为无功功率参考值(标幺值),基准值为风电机组额定容量;yP和yQ分别为有功调制和无功调制输入信号(标幺值),基准值与输入信号的选择有关,输入信号可通过留数幅值指标确定[21];KP为有功调制增益(标幺值);KH为虚拟惯性控制增益(标幺值);Δf为机端母线频率参考值fref与实际值f偏差,Δf=fref-f;ΔV为机端电压参考值Vref与实际值V偏差(标幺值),ΔV=Vref-V,基准值为定子额定电压;Kdroop为下降控制增益(标幺值);KQ无功功率调制增益(标幺值);Ku为机端电压控制增益(标幺值);Tu为机端电压控制器的时间常数;φ*为功率因数角参考值;NP,NQ,TwP,TwQ,T1P,T2P,T1Q,T2Q为参数。
图1双馈风电机组转子侧变流器基本控制和附加控制Fig.1RSCbasiccontrolandancillary controlofDFIG-basedwindturbine
图1所示参数中,有功调制和无功调制的相位补偿环节参数通常由留数补偿方法确定[12,13](由于上述参数决定了向系统所提供阻尼的性质,因此其一旦整定后通常不再变动)。图1中其余参数往往基于反复试验方法确定,可调范围较大。因此本文将着重讨论有功调制和无功调制相位补偿环节以外的增益和 时间常数,这些参数 的含义和 量纲如附录A表A1所示。注意:图1附加控制中比例增益的量纲取决于附加控制器输入(如频率有名值、电压幅值标幺值等)和输出相加点处的量纲(即P*或Q*的量纲)。
2CRES指标的提出和计算
2.1CRES指标的提出
含风电的电力系统可用以下非线性微分代数方程组来描述[15]。
式中:x为状态向量;y为代数向量;u为控制输入向量。
在零输入条件下,对式(1)进行线性化并整理得到状态方程如下。
式中:A为线性化系统状态矩阵;Δ表示微增量。
对于线性化系统,在确定的运行条件下,第i个复特征值λi=α±jβ关于第j个控制器参数pj的绝对特征值灵敏度Sij可表示为[16]:
式中:wiT为A与λi对应的左特征向量;vi为A与λi对应的右特征向量。
不难看出,绝对特征值灵敏度Sij与参数pj的量纲(如时间常数、不同类型的增益等)有关。Sij已被广泛地 应用于相 同量纲的 特征值灵 敏度比较[15,16](如电力系统稳定器输入信号选择和控制落点选择)。然而,由于不同量纲参数pj物理意义不同、取值范围各异,因此将绝对特征值灵敏度直接进行数值比较并不合理。例如,针对图1中的机端电压控制器,λi对Tu的灵敏度和λi对其增益Ku的灵敏度因量纲不同而难以直接比较。
为消除参数pj的量纲对灵敏度Sij的影响,本文在文献[22]的基础上引入相对特征值灵敏度的概念。本文将λi关于第j个控制器参数pj的相对特征值灵敏度ij定义如下。
式中:pj0为参数pj的初始值,pj0>0;Re(ij)和Im(ij)分别为ij的实部和虚部,同时也分别是特征值λi的实部α和虚部β关于参数pj的相对灵敏度。
由式(4)可知,在小参数变化范围内,由参数pj在其初始值pj0附近变动的百分比Δpj=Δj/pj0引起的特征值偏移Δλi的计算公式如下。
ij反映了参数pj的局部(在pj0邻域内)相对变动Δj(无量纲)对特征值λi的影响。与ij相比,ij不依赖于参数pj的量纲,因此,ij可用于不同量纲的参数的灵敏度排序,从而确定哪些控制器或参数对λi影响最大。通常感兴趣的是ij的实部Re(ij),即参数pj变化的百分比Δj对λi的实部α的影响(α决定了振荡的阻尼)。
众所周知,含风电系统的ij与风速有关,而风速通常近似地服从某种概率分布,不同风速下各参数的灵敏度排序和由此确定的关键参数不尽相同。为了在特征值灵敏度排序时计及风速的概率分布特性,直观的想法是按一定原则将风速划分为若干区间,在每个风速区间内确定典型风速,进而在每个典型风速下计算灵敏度ij。对概率较大的风速区间对应的灵敏度赋予较高权重,而对概率较小的风速区间对应的灵敏度赋予较低权重。据此,本文在前述相对特征值灵敏度基础上提出CRES指标,其定义如下。
式中:SC为CRES的值;n为风速区 间的总数;|Re(ijk)|为第k个典型风速值vk对应的Sij实部的模;wk为第k个典型风速对应的|Re(Sijk)|的权重,wk数值上等于风速落入第k个风速区间的概率,wk越大,则该区间典型风速vk下计算得到的|Re(ijk)|对SC的贡献越大,反之亦然。
SC 通过|Re(ijk)|的“加权和”综合考虑了风速的概率分布特性对灵敏度排序的影响。本文所提出的风速区间的划分和典型风速的确定方式具体如2.2节所示。注意,由于主要关注参数对特征值实部的影响(即Re(ijk)),同时为了避免Re(ijk)的符号差异 引起数值 抵消现象,式 (6)中采用了Re(ijk)的模。
2.2CRES指标的计算
CRES指标的计算流程如下。
步骤1:确定权重wk和典型风速vk。假设风速近似地服从威布尔分布,其分布函数F(Vw)表示如下[1]。
式中:Vw为风速;c为形状参数;m为比例参数。c和m可通过对历史风速数据拟合获得[23]。
理论上,风速区间划分得越细,典型风速越能代表该区间的风速,计算结果越准确,但计算量会大大增加。本文根据双馈风电机组转子运行状态(最低转速、同步转速和额定转速)将切入风速Vci以上和切出风速Vco以下的风速划分为4个区间,即[Vci,V1),[V1,Vsyn),[Vsyn,Vrated),[Vrated,Vco)。其中,V1为最低转速对应的最高风速;Vsyn为同步转速对应的风速;Vrated为额定风速(额定转速对应的最低风速)。当Vci≤Vw <V1 时,电机转速维持在最低转速;当V1≤Vw<Vsyn 或Vsyn≤Vw<Vrated 时,电机转速和风速满足最 大功率点 追踪时的 正比关系;当Vrated≤Vw<Vco 时,电机转速维持在额定转速。权重wk等于风速落入上述4个区间中每个区间的概率;以每个区间的平均风速作为该区间的典型风速vk(除第4个区间外),并在每个典型风速下计算相应的Sijk。由于Vw≥Vrated 时,电机输出为额定功率,电机转速 为额定转 速,这时取其 平均风速 为Vrated。wk和vk的计算公式如下。
步骤2:针对上述每种典型风速vk,基于摄动法(见式(10))计算各参数的相对特征值灵敏度ijk,并根据式(6)计算SC的值。
式中:Δj=(pj1-pj0)/pj0;Δλi=λi1-λi0,参数变化前后的特征值λi0和λi1分别与参数pj0和pj1对应。
3基于SC指标评估不同附加控制器参数对双馈风电机组轴系振荡的影响
3.1双馈风电系统描述
利用DIgSILENT/PowerFactory建立如图2所示的电力系统模型。G1至G4均为额定容量为900MVA同步发电机(G1为参考电机),同步机组和系统具体参数见文献[15]。风电场装机容量为500 MW,包含100台单机额定容量为5 MW双馈风电机组。其中,双馈风电机组传动轴系统采用双质量块模型[18,24],其参数如下:电机惯性时间常数Hg=0.25s,叶片惯性时间常数Ht=1.5s,轴系弹性系数Ktg=0.13rad-1;轴系阻尼系数 (标幺值)Dtg=0.5。双馈电机、转子侧变换器、网侧变流器控制和桨距控制部分模型及参数见文献[18]。
图1中各附加控制器初始参数如表1所示。其中,图1中有功调制和无功调制的反馈输入信号均为线路6-7的有功功率,控制器参数基于留数方法确定,具体参数设计过程见文献[14]。
式(7)中威布尔 分布的参 数c和m根据文献[24]的历史风速 数据拟合 得到,c=8.45,m=2.41。另外,切入风速Vci=3 m/s,切出风速Vco=20m/s;电机最小转速为0.7(标幺值),其对应的临界最高风速V1=7.7m/s;额定转速为1.2(标幺值),对应的额定风速Vrated=13.3m/s;同步转速对应的风速Vsyn=11.1m/s。由式(8)并结合式(7)可计算得到每个风速区间的权重wk,由式(9)可得到各区间典型风速vk,结果如表2所示。
由式(9)可得到双馈风电机组4种典型风速vk及其对应的ωg、有功功率输出P和扭转振荡模式如表3所示。
3.2CRES分析
为了评估图1中的附加控制对双馈风电机组轴系振荡阻尼的影响,同时确定表1中对轴系振荡阻尼影响最大 的参数,基于式 (6)和表1至表2,按照2.1节至2.2节的方法计算各参数相对于主导特征值(轴系振荡模式)SC指标。SC指标和典型风速下相对特征值灵敏度实部|Re(Sij)|的计算结果如表4所示。
由表4可知,不同典型风速下灵敏度排序不尽一致。根据CRES指标,对轴系振荡阻尼影响最大的参数是KH,其次是KP,影响最小的参数是Tu。另外,尽管典型风速12.2 m/s和13.3 m/s下KP的灵敏度数值最 大,但在这2个典型风 速下计算的|Re(ij)|权重较小(如表3所示),其对CRES的贡献也较小。
3.3时域仿真分析
为了验证基于SC指标确定的最关键参数KH和最不关键参数Tu对轴系振荡阻尼的影响,分别改变KH和Tu,通过时域仿真观察并比较ωg和电磁转矩Te的动态响应曲线。仿真时,在线路7-8中间施加三 相金属性 短路故障,1 s故障发生,150ms后故障切除。不同运行状态下ωg和电磁转矩Te的动态响应如图3至图6所示。由于风电场离故障位置电气距离较远,各种风速情形下对应的双馈风电机组 转子电流 幅值均小 于Crowbar动作限值(2倍额定转子电流)。
由图3至图6看出,在各种风速下,Tu对双馈电机转速和电磁转矩的影 响不大 (此时,|Δj|=(1-0.1)/0.1=900%);而调整KH对双馈电机转速和电磁 转矩的影 响较大 (此时,|Δj|=|(3-5)/5|=40%),并且通过降低KH能显著地提高轴系振荡阻尼和降低暂态期间转矩的冲击。
4结语
1)本文提出了一种CRES指标,用于定量地评估各种附加控制器参数双馈风电机组轴系振荡的影响。该指标的优点是能够考虑风速的概率分布对特征值灵敏度排序的影响,并且可用于任意量纲参数的重要性排序。
2)基于CRES指标在众多参数中筛选关键参数并对其进行调整,不仅能节省参数优化的时间,更能有效地降低附加控制器对轴系振荡的负面影响。
快乐没有附加值 篇11
我还是不解：“既然保留不了多久，您不是白画了吗？又不会有多少人看到。”老师说：“孩子，如果你要附加那么多内容，快乐就找不到了，快乐应该是没有附加值的。”
“快乐是没有附加值的”，想着老师的话，我陷入了沉思。我的这位老师已经退休了，但他依然有充沛的精力，对他奉献了一生的校园留有深深的眷恋，所以，他依然会在这个校园里出现。有时是在学校的板报栏里画油画或者水彩画，有时是在学校的广播站里读新写的诗歌……
我曾经在心里否定过我的老师的做法，他做这些事，并不曾给他带来任何实际的好处，我曾经以为他的这些付出都是没有价值的，却不曾想到这些事让他快乐。
想想自己，我为自己做的事附加了多少东西？如果不是医生说孕期要经常散步，我大概不会“浪费时间”在操场上无目的地转圈；如果不是为了巩固友情，我大概也不会“花费时间”和朋友一起吃一顿饭；如果不是因为想要发表文字，我大概也不会“殚精竭虑”构思一篇文章；如果不是为了职称，我大概也不会“挑灯夜战”读书……
突然发现，不知道从什么时候开始，我做的事都是有附加值的，都是提前在心里勾画了前景的，我从来没有像我的老师那样，没有任何附加值地做过一件让自己快乐的事。
想到这里，我开始醒悟：快乐没有附加值，它可以抛弃意义和目的，以一种最干净的姿态存在于生活中，就像我的老师，可以在篮球场上画一幅保留不了多久的画，可以在退休之后依旧做着给他带不来任何实际好处的工作。
我想，从此开始，我也要没有任何附加值地快乐。比如，闲散地翻一本書，不去想如何应付考试；比如，安心地写篇文章，不去想会不会发表；比如，趴在阳台上看一个小时的风景，不去想这一个小时是不是浪费了；比如，步行半个小时去小镇最北边的那家店吃酸辣粉，不去想这半个小时值不值得……
是的，我该向我的老师深深鞠躬，因为他教会了我快乐的能力，因为他告诉我，没有任何附加值的快乐，才是真正的快乐。责编/张立平laomalp820114@163.com
附加控制 篇12
关键词：次同步谐振,统一潮流控制器,附加次同步阻尼控制器,串联电容补偿,复转矩系数
0 引言
随着“西电东送”电力发展战略的推进,为满足远离负荷中心的大型电源基地电力外送需求,串联电容补偿输电在中国得到了广泛的应用;然而,串联电容补偿输电在带来巨大经济性的同时,也使电力系统面临着严峻的次同步谐振(SSR)问题[1,2,3,4]。
目前学术界和工业界已对附加励磁阻尼控制(SEDC)[1]、晶闸管控制电抗器(TCR)[5]、静止无功补偿器(SVC)[6,7]、晶闸管控制串联电容器(TCSC)[8]等多种SSR抑制方案进行了充分的研究论证,并已投入工程应用。较之于TCR,SVC,TCSC等采用晶闸管半控器件的柔性交流输电系统(FACTS),采用全控电力电子器件的静止同步补偿器(STATCOM)、静止同步串联补偿器(SSSC)等新型FACTS装置具有更好的调节速度和特性[9];因此,学术界也在利用STATCOM和SSSC进行SSR抑制方面开展了大量的研究[10,11,12,13,14]。
统一潮流控制器(UPFC)同时具备无功补偿、系统电压调节、线路有功/无功潮流调节等功能,是目前功能最为强大的FACTS装置。但在利用UPFC装置进行电力系统SSR抑制方面,目前的研究和成果还较为初步和欠缺。文献[15,16]研究了采用电压控制模式的UPFC本身对系统SSR的影响作用;文献[17]优化了UPFC的控制器参数,并通过仿真研究了UPFC自身对系统SSR的抑制作用;文献[18]基于模糊控制的方法,设计了UPFC并联侧换流器SSR附加控制器;文献[19]基于采用电压控制模式的UPFC模型,设计了UPFC串联侧换流器的SSR阻尼控制器,但所设计的UPFC串联侧换流器仅具备SSR抑制的功能,而无调节系统潮流的能力。
本文针对UPFC附加阻尼控制抑制SSR的问题,设计了基于模态分离控制原理的UPFC附加次同步阻尼控制器(SSDC),并推导了其抑制SSR的原理;最后,综合采用复转矩系数和时域仿真的方法,分析和验证了所设计的UPFC串联侧换流器和并联侧换流器SSDC抑制SSR的有效性。
1 UPFC模型
UPFC装置主要由串/并联侧变压器—换流器、直流电容等组成,其串/并联侧换流器分别向系统注入幅值和相角可控的电压。UPFC直流电容电压由串/并联侧换流器的交换功率共同决定,忽略换流器损耗,则直流电容存储的能量变化等于并联侧换流器和串联侧换流器吸收的功率之和,即
式中:C和Udc分别为直流电容值和直流电压;分别为UPFC串/并联侧换流器输出电压;分别为UPFC串/并联侧换流器出口支路电流;变量下标se和sh分别表示UPFC串/并联侧相关量(下同)。UPFC接线示意及等值电路详见附录A。
在dq旋转坐标下,UPFC并联侧换流器、串联侧换流器出口支路电压方程分别为:
式中:ωs为系统工频角频率;rsh和Lsh分别为并联侧换流器出口支路电阻和电感;rse1和Lse1分别为串联侧换流器出口支路电阻和电感;U1和U12分别为UPFC并联侧变压器接入节点电压、UPFC串联侧变压器串入线路电压。
本文中UPFC的控制功能为调节节点电压、调节线路有功/无功潮流。并联侧换流器采用接入点电压定向的dq解耦控制,将并联侧换流器控制所采用的dq坐标d轴定向于矢量,即U1d=U1,U1q=0,从而可通过分别控制d轴和q轴电流Ishd和Ishq来实现对并联侧换流器所吸收有功和无功功率的调节,进而达到维持直流电容电压恒定、调节节点电压的目的。并联侧换流器控制器结构如图1(a)所示。
串联侧换流器采用接入点电压2定向的dq解耦控制,将串联侧换流器控制所采用的dq坐标d轴定向于矢量2,即U2d=U2,U2q=0,从而可通过分别控制d轴和q轴电流Ised,Iseq来实现对UPFC注入U2节点的有功和无功功率的调节,进而实现对线路有功功率Pse、无功功率Qse的控制。串联侧换流器控制器结构如图1(b)所示。
为提高系统SSR的阻尼,需控制UPFC装置向系统注入对应频率的次同步电流;而本文UPFC串/并联侧换流器控制均采用的电流控制模式,故可将UPFC装置的SSDC信号叠加至UPFC装置相应的电流内环控制指令处。
由于维持直流电容电压恒定是保持UPFC装置正常运行的首要条件,故不考虑将抑制SSR的SSDC信号叠加至UPFC并联侧换流器的直流电压控制回路;同时,为减少对系统功率的扰动,亦不考虑在UPFC串联侧换流器的有功控制回路叠加SSDC信号。如图1所示,本文中UPFC串/并联侧换流器SSDC信号udamp分别叠加至并联侧交流母线电压、串联侧无功控制回路的电流内环控制指令处。
2 UPFC附加次同步阻尼控制器
2.1 SSDC结构
为达到抑制多模态SSR的目的,UPFC串/并联侧换流器SSDC均采用模态分离的多通道控制器结构,如图2所示。
图2中对模态i控制回路而言,首先通过模态i滤波器获取机组轴系转速偏差信号中的模态i分量,并滤除其他模态分量;然后,经过比例放大、相位补偿和限幅后,即得到该模态的次同步阻尼控制附加指令,并叠加至UPFC主控制回路。设机组轴系转速中模态i分量的幅值为Ai、初相位为φi0,则有SSDC输出的该模态阻尼信号为:
式中:ki和θi分别为模态i控制回路的放大倍数和相移。
若系统各SSR模态均稳定,即Ai=0,则有
即SSDC输出为0,不会影响系统和UPFC装置的正常运行。
2.2 SSDC阻尼SSR原理
采用电流控制模式的UPFC串/并联侧换流器可快速跟踪其内环电流控制指令,故在串/并联侧换流器矢量定向控制的dq坐标下,其输出的模态i频率的次同步电流分别为:
式中:Tsh和Tse分别为并联侧换流器和串联侧换流器的响应延迟。
若装设在发电厂出口的输电线路上,则UPFC并联侧换流器注入系统的次同步电流通路如图3(a)所示。
对UPFC并联侧换流器而言,在其矢量定向控制的dq坐标下,UPFC并联侧换流器从发电机电枢绕组抽取的次同步电流为:
式中:Gish和Фish分别为UPFC并联侧换流器和系统对模态i信号的幅频响应和相频响应。
对于采用接入点电压1定向控制的并联侧换流器,发电机机端电压G与次同步电流gen_shi的相位关系如图3(b)所示,图中δsh为发电机机端电压超前UPFC并联侧接入点电压1的角度。
从而,可得UPFC并联侧换流器输出的模态i次同步电流所产生的附加次同步转矩为:
式中:ωG为发电机转速,在稳态下ωG≈1(标幺值),从而有
同理,可得UPFC串联侧换流器输出的模态i次同步电流所产生的附加次同步转矩约为:
式中:Gise和Фise分别为UPFC串联侧换流器和系统对模态i信号的幅频响应和相频响应;δse为发电机机端电压超前UPFC串联侧接入点电压2的角度。
由式(9)和式(10)及复转矩系数法原理[20,21]可知,调整UPFC串/并联侧换流器SSDC模态i控制回路的相移θi及放大倍数ki,使其在发电机中产生正的、足够大的附加电磁转矩ΔTei,即可实现对该模态SSR的抑制。可见,UPFC串/并联侧换流器SSDC均具备抑制SSR的能力,故可分别独立设计UPFC串/并联侧换流器SSDC参数,然后通过仿真分析和验证UPFC串/并联侧换流器SSDC共同作用时的相互影响和SSR抑制效果。
3 算例分析
3.1 算例介绍
本文所采用的算例系统结构如图4所示。系统中线路1装设有45%的固定串联电容补偿,2台600 MW机组均采用国内某型机组的实际参数,轴系均由高—中压缸质量块(HIP)、低压缸B质量块(LBP)、低压缸A质量块(LAP)和发电机质量块(GEN)4质量块组成,轴系相应的3个自然扭振模态频率分别为13.34 Hz(模态1)、22.72 Hz(模态2)和27.74Hz(模态3)[6]。
3.2 复转矩系数分析
在UPFC串/并联侧换流器的SSDC投入运行与否时,机组电气阻尼系数分析计算结果如图5所示。
由图5的分析结果及复转矩系数法原理[21,22]可知,UPFC串/并联侧换流器SSDC均未投入运行时,系统在轴系模态3(27.74 Hz)处存在较为严重的负阻尼而不稳定;而在UPFC串联侧换流器SSDC和/或并联侧换流器SSDC投入运行后,系统在3个轴系模态频率处阻尼为正,系统SSR稳定。同时,由图5可知,在本文所设计的控制器参数下,较之于仅串联侧换流器SSDC或仅并联侧换流器SSDC投入运行的情况,串/并联侧换流器SSDC均投入运行时,系统阻尼最大。
3.3 时域仿真分析
利用PSCAD/EMTDC仿真平台,在UPFC串/并联侧换流器SSDC投入运行与否的情况下,对上述系统进行小扰动情况下的电磁暂态仿真分析,结果如下。
仿真设置为:初始时,UPFC串/并联侧换流器SSDC均不投入运行;4s时将UPFC串/并联侧换流器SSDC同时投入运行,仿真结果如图6所示。
由图6(a)和(b)可知,在UPFC串/并联侧换流器SSDC均未投入运行的情况下,机组轴系模态1和模态2均可保持稳定,而模态3(27.74 Hz)发散失稳;UPFC串/并联侧换流器SSDC投入运行后,系统SSR迅速收敛稳定。同时,由图6(c)可知,UPFC换流器SSDC对系统和UPFC装置的正常运行没有影响。
若在4s时分别仅将UPFC串联侧换流器SSDC或并联侧换流器SSDC投入运行,系统SSR亦迅速收敛稳定,且对系统和UPFC装置的正常运行没有影响。仿真结果详见附录B。
综合图6及附录B仿真结果可知,时域仿真分析结果与图5的复转矩系数分析结果一致,UPFC串/并联侧换流器SSDC均可有效阻尼系统SSR,且UPFC串/并联侧换流器SSDC同时作用时对系统SSR的抑制效果最好。
4 结语
本文设计了一种UPFC附加次同步阻尼控制器,并推导了其抑制电力系统SSR的机理。所设计的UPFC附加次同步阻尼控制器采用了模态分离控制的结构,以达到多模态SSR抑制的目的。最后,综合采用复转矩系数法和基于PSACD/EMTDC的电磁暂态仿真,验证了所设计的UPFC串联侧换流器SSDC和并联侧换流器SSDC对系统SSR的抑制作用;仿真结果同时表明,本文所设计的SSDC不会影响系统和UPFC装置的正常运行。
为进一步推进UPFC附加阻尼控制抑制SSR的研究,UPFC串联侧换流器SSDC和并联侧换流器SSDC之间的相互影响,以及两者参数的协调整定以达到最优阻尼将是后续研究的重点。