一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法与流程

本发明涉及控制方法
技术领域：
，尤其涉及一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法。
背景技术：
：交直流并联输电是一种用高压交流线路和高压直流线路并列输送电能的方式。高压交流线路和高压直流线路的两端均会连接有各种控制设备，各种控制设备通过相互之间的配合能够实现对电流的输送。交直流并联输电在进行远距离输送电能时，若直流侧与交流侧的控制设备之间不相互配合则有可能会由于谐振等原因激发新的振动模式，进而影响输送电能的质量。因此，在进行远距离输送电能时通常需要注意直流侧与交流侧控制设备之间的配合关系，从而才能隔离各控制器之间的不良相互作用，实现恰当的电流集中与分散控制，进而提高交直流并联系统的运行效率。各控制设备之间的配合关系主要体现在控制设备的反馈信号和安装地点，因此，为实现恰当的电流集中与分散控制，需要合理的分配控制设备的反馈信号和安装地点。目前，对于控制设备的反馈信号和安装地点的配对方案，通常依据RGA(RelativeGainArray，相对增益阵列)和DRGA(DynamicRelativeGainArray，动态相对增益阵列)来进行确定。由于大系统存在复杂的拓扑结构、多变工况及大系统等值等的原因，使得设计控制设备的配对方案时需要降低控制效果对网络拓扑的依赖，同时还要考虑系统的非线性特性和参数/结构不确定性，进而使得计算复杂。由于在RGA基础上发展起来的DRGA本身计算过程非常复杂，基于上述原因使得计算结果不准确，进而影响控制设备的反馈信号和安装地点配对方案的合理选取，且依据DRGA确定控制设备的反馈信号和安装地点配对方案使得控制设备的鲁棒性较差。技术实现要素：本发明提供一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法，解决现有技术中在交直流并联输电时控制设备的反馈信号和安装地点的配对方案不能合理选取的问题。本发明提供一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法，所述控制方法包括：确定系统动态和静态过程中的传递函数根据TLS-ESPRIT(totalleastsquares-estimationofsignalparametersviarotationalinvariancetechnique，总体最小二乘-旋转矢量不变技术，简称为总体最小二乘ESPRIT)识别所述传递函数获取系统振型；根据所述系统振型确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案；根据所述传递函数和所述初步配对方案计算控制回路间的有效相对增益阵列Φ，所述有效相对增益阵列Φ用于反映所述控制回路间的相互作用；根据所述有效相对增益阵列Φ及所述初步配对方案确定控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案。优选地，所述确定系统动态和静态过程中的传递函数包括：选取π型拓扑结构中的发电机为激励点；对所述激励点施加不破坏系统可线性化条件的小扰动激励；获取全部发电机的转子角速度；根据所述转子角速度获取信道的传递函数其中，所述传递函数为：优选地，所述根据TLS-ESPRIT识别所述传递函数获取系统振型包括：根据TLS-ESPRIT识别所述信道相对应的所述传递函数根据所识别的所述传递函数获取所述系统的振荡频率、阻尼比和振型。优选地，所述根据所述系统振型确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案包括：根据所述系统振型判断系统中各发电机处是否发生振荡，所述振荡包括区间震荡和区内震荡；若发生振荡，则由所述区间震荡和所述区内震荡确定发生振荡的发电机处为控制点，所述控制点为控制器安装地点；获取系统各区域间交流联络线有功功率和各区域间发电机组的转速差；根据所述各区域间交流联络线有功功率选取最接近发电机功率因数的区域间交流联络线有功功率；根据所述选取的区域间交流联络线有功功率和所述各区域间发电机组的转速差为控制器的预选反馈信号；根据所述控制点和所述预选反馈信号确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案。优选地，所述根据所述传递函数和所述初步配对方案计算控制回路间的ERGA(EffectiveRelativeGainArray，有效相对增益矩阵)包括：由所述初步配对方案中控制器的反馈信号和安装地点形成多个控制回路；计算所述多个控制回路间的所述ERGA，ERGA表示为Φ；其中，所述ERGA包括：根据所述传递函数和响应速度确定增益函数eij和有效增益阵列E，其中，所述增益函数eij为所述有效增益阵列E为根据所述增益函数eij确定有效相对增益Φij，其中，所述有效相对增益Φij为根据有效相对增益Φij和有效增益阵列E确定ERGA，其中，所述ERGA为优选地，所述根据所述ERGA及所述初步配对方案确定控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案包括：比较计算得到的所述ERGA；选取最小ERGA；与所述最小ERGA相对应的所述初步配对方案为控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案。优选地，所述控制方法包括：在网侧设置直流附加鲁棒控制器，所述直流附加鲁棒控制器包括相串联的带通滤波器和HVDC附加阻尼控制器。优选地，所述直流附加鲁棒控制器的设置方法包括：在直流功率整定值处施加阶跃扰动ΔuHVDC，检测交流联络线上的有功功率变化量ΔP；所述有功功率变化量ΔP经带通滤波器滤波为ΔP′；根据所述阶跃扰动ΔuHVDC和滤波后的所述ΔP′建立系统降阶模型ΔP′/ΔuHVDC；根据TLS-ESPRIT识别所述HVDC(high-voltagedirectcurrent，高压直流输电)附加阻尼控制器相应滤波阶段的传递函数；根据所述系统降阶模型ΔP′/ΔuHVDC和H2/H∞控制理论确定直流附加鲁棒控制器的结构；根据所述直流附加鲁棒控制器的结构确定加权函数；根据所述加权函数和闭环极点配置确定所述直流附加鲁棒控制器的输出反馈控制函数。优选地，所述控制方法还包括：在网侧设置发电机励磁附加鲁棒控制器，所述发电机励磁附加鲁棒控制器的设置方法包括：在设置所述直流附加阻尼鲁棒控制器后，设置发电机励磁附加鲁棒控制器，得到发电机励磁附加鲁棒控制器的输出反馈控制函数。本发明的实施例提供的技术方案可以包括以下有益效果：本发明提供了一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法，所述控制方法包括：确定系统动态和静态过程中的传递函数根据总体最小二乘ESPRIT识别所述传递函数获取系统振型；根据所述系统振型确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案；根据所述传递函数和所述初步配对方案计算控制回路间的有效相对增益阵列Φ，所述有效相对增益阵列Φ用于反映所述控制回路间的相互作用；根据所述有效相对增益阵列Φ及所述初步配对方案确定控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案。本发明提供的控制方法首先通过总体最小二乘ESPRIT对系统的振型进行分析，进而按照振型划分控制器的类型及功能，确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案。本发明通过有效相对增益阵列Φ指标确定控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案，有效相对增益阵列Φ能够同时考虑动态和静态的相互作用，提高系统的不确定性和控制可靠性，进而增加控制装置的鲁棒性；同时，有效相对增益阵列Φ只利用开环传递函数的信息，适用于各种类型的控制器，从而能够节约系统制造成本和维护成本，并有效抑制交直流并联输电系统中存在的大电网区域间的低频振荡。应当理解的是，以上的一般描述和后文的细节描述仅是示例性和解释性的，并不能限制本发明。附图说明此处的附图被并入说明书中并构成本说明书的一部分，示出了符合本发明的实施例，并与说明书一起用于解释本发明的原理。为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，对于本领域普通技术人员而言，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。图1为本发明实施例提供的多输入多输出控制系统图；图2为本发明实施例提供的交直流并联π型拓扑结构图；图3为本发明实施例提供的基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法流程图；图4为本发明实施例提供的两输入-两输出系统结构图；图5为本发明实施例提供的串联有带通滤波器的直流附加鲁棒控制器结构图；图6为本发明实施例提供的闭环极点配置的区域图；图7为本发明实施例提供的串联有带通滤波器的发电机附加鲁棒控制器结构图；图8为本发明实施例提供的发电机励磁附加鲁棒控制器的结构图；图9为本发明实施例提供的传统附加直流阻尼控制器的结构图；图10为本发明实施例提供的施加扰动(1)后未投入附加阻尼控制器的转子角速度ω34变化图；图11为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入传统附加阻尼控制器后的转子角速度ω34变化图；图12为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的转子角速度ω34变化图；图13为本发明实施例提供的施加扰动(2)后未投入附加阻尼控制器的转子角速度ω34变化图；图14为本发明实施例提供的施加扰动(2)后投入传统附加阻尼控制器后的转子角速度ω34变化图；图15为本发明实施例提供的施加扰动(2)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的转子角速度ω34变化图；图16为本发明实施例提供的施加扰动(1)后未投入附加阻尼控制器的区域间联络功率变化图；图17为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入传统附加阻尼控制器后的区域间联络功率变化图；图18为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的区域间联络功率变化图；图19为本发明实施例提供的施加扰动(2)后未投入附加阻尼控制器的区域间联络功率变化图；图20为本发明实施例提供的施加扰动(2)后投入传统附加阻尼控制器后的区域间联络功率变化图；图21为本发明实施例提供的施加扰动(2)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的区域间联络功率变化图；图22为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的转子角速度Δω31图；图23为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的转子角速度Δω34图；图24为本发明实施例提供的施加扰动(1)后投入附加阻尼鲁棒控制器后的区域间联络功率变化图。具体实施方式这里将详细地对示例性实施例进行说明，其示例表示在附图中。下面的描述涉及附图时，除非另有表示，不同附图中的相同数字表示相同或相似的要素。以下示例性实施例中所描述的实施方式并不代表与本发明相一致的所有实施方式。相反，它们仅是与如所附权利要求书中所详述的、本发明的一些方面相一致的装置和方法的例子。本发明实施例提供了一种基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法，π型拓扑结构是电力系统输电系统中常用的典型拓扑结构，无特殊用户特高压发电设备的大部分复杂拓扑结构均能够化简为π型拓扑结构。本发明提供的交直流并联分散控制方法以π型拓扑结构为基础，能够简化计算过程，降低控制器的控制效果对网络拓扑结构的依赖性。由于现有的RGA在进行计算时只计算静态增益，并未考虑回路的动态信息，从而导致使用RGA进行控制器的反馈信号和安装地点配对时各回路之间的相互作用仍然很大。ERGA是本发明实施例在RGA的基础上进行的改进，ERGA能够同时考虑系统动态和静态过程的相互作用，进而提高系统的不确定性和控制可靠性，易于控制器的反馈信号和安装地点配对方案的选取。ERGA具体的计算为：回路的动态信息能够由响应速度确定，而对于附图1所示的多输入多输出控制系统，响应速度反映了被控量yi对控制量uj的敏感性，即抵抗其余回路影响的能力。由于响应速度正比于宽带，因此，宽带能够反映回路的动态信息。系统中的静态由传递函数的稳态增益gij(0)体现，其中，稳态增益gij(0)反应控制量uj对被控量yi的影响。根据稳态增益gij(0)定义传递函数传递函数的计算公式为其中，为gij(jω)的归一化传递函数。为在控制回路相互作用评估中同时考虑稳态增益和响应速度，根据传递函数和响应速度定义增益函数eij和有效增益阵列E，增益函数eij的计算公式为：其中，ωij是传递函数的宽带，是传递函数的绝对值，eij表示uj→yi通道闭环时的能量；有效增益阵列E的计算公式为：式中L、M表示i，j时的增益函数eij；为简化计算，将增益函数eij中的积分面积近似化为矩形，则增益函数eij和有效增益阵列E的公式化为：eij≈gij(0)ωij，在上述简化公式中，表示卷积；通过增益函数eij确定有效相对增益Φij，有效相对增益Φij表示被控量yi与控制量uj之间的增益，有效相对增益Φij的计算公式为其中，为其它回路都闭环时被控量yi与控制量uj之间的增益，通过计算各组合回路之间的有效相对增益Φij，并结合有效增益阵列E就可得到有效相对增益阵列Φ，即ERGA阵列，其中，ERGA阵列的计算公式为其中，Φ中任一行元素之和及任一列元素之和均为1。本发明实施例提供的ERGA具有如下性质和优点：1、能够评估控制量uj与被控制量yi组成的回路的有效相互影响；2、当φij为负数时，uj改变时相应的yi也会发生改变，而其它回路都开环的情况下和其它回路都闭环的情况下yi的变化反向；3、ERGA同时考虑动态和静态的相互作用，在计算时仅需要计算传递函数的宽带和稳态增益，使得计算更加简便；4、ERGA结合传递函数的带宽和稳态增益来评估回路的相互影响，比RGA更精确；5、ERGA只利用开环传递函数的信息，因而能够广泛适用于各种类型的控制器。本发明实施例提供的ERGA在进行选取控制器反馈信号和控制地点的配对方案时可遵循的准则为：若φij越接近于1，则不同回路间的相互影响越小；应避免较大的φij，φij＞0。请参考附图2和3，附图2示出了本发明提供的π型拓扑结构示意图，附图3示出了本发明提供的基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法流程图。基于附图2所示的π型拓扑结构，本发明实施例提供的交直流并联分散控制方法包括：根据确定系统动态和静态过程中的传递函数根据TLS-ESPRIT识别传递函数获取系统振型；根据系统振型确定控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案；根据传递函数和初步配对方案计算控制回路间的ERGA，ERGA用于反映控制回路间的相互作用；根据ERGA及初步配对方案确定控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案。具体为：选取π型拓扑结构中的任意发电机作为激励点；对所选取的激励点施加不破坏系统可线性化条件的小扰动激励，所施加的小扰动激励能够使所有发电机的转子角速度发生变化；获取全部发电机的转子角速度；根据所获取的转子角速度获取信道的传递函数根据TLS-ESPRIT识别信道相对应的传递函数由所识别的传递函数获取系统的振荡频率、阻尼比和振型等数据信息；根据系统的振型判断系统中各发电机处是否发生振荡，该振荡包括区间震荡和区内震荡；发生振荡的具体判断为：对于处于同一振荡频率的发电机，若两个发电机相互逆反摇摆，则发生振荡；若发生振荡，则由区间震荡和区内震荡确定发生振荡的发电机处为控制点，该控制点为控制器安装地点；获取系统各区域间交流联络线有功功率和各区域间发电机组的转速差；在所获取的各区域间交流联络线有功功率中选取最接近发电机功率因数的区域间交流联络线有功功率；根据所选取的区域间交流联络线有功功率和各区域间发电机组的转速差为控制器的预选反馈信号；为便于预选反馈信号的筛选，将所选取的区域间交流联络线有功功率和各区域间发电机组的转速差转化为具有可比性的主模比，从而由主模比反映控制器的反馈信号；选择数值较大的主模比所对应的反馈信号为较佳反馈信号；根据控制点和较佳反馈信号组成控制器的反馈信号和安装地点的初步配对方案；由于初步配对方案中控制器的反馈信号和安装地点之间能够任意组合，因此能够形成多个控制回路；计算多个控制回路间的ERGA，具体的计算方法请参考上述有关ERGA计算的内容；比较计算得到的ERGA，并选取最小的ERGA；与最小ERGA相对应的初步配对方案为控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案。进一步，本发明实施例提供的基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法在选择好控制器的反馈信号和安装地点的最优配对方案后，还在网侧设置直流附加鲁棒控制器，该直流附加鲁棒控制器包括相串联的带通滤波器和HVDC附加阻尼控制器。在网侧设置带通滤波器能够避免输入信号的稳定值的改变而影响直流传输功率，进一步降低控制器之间的相互作用，实现机侧和网侧的分散控制。在网侧设置带通滤波器后，为使直流附加鲁棒控制器具有更好地鲁棒性，需要对直流附加鲁棒控制器进行重新设置，设置的具体过称为：在直流功率整定值处施加阶跃扰动ΔuHVDC，并检测交流联络线上的有功功率变化量ΔP；有功功率变化量ΔP经带通滤波器滤波为ΔP′；根据阶跃扰动ΔuHVDC和滤波后的ΔP′建立系统降阶模型ΔP′/ΔuHVDC；根据TLS-ESPRIT识别HVDC附加阻尼控制器相应滤波阶段的传递函数；根据系统降阶模型ΔP′/ΔuHVDC和H2/H∞控制理论确定直流附加鲁棒控制器的结构，其中，直流附加鲁棒控制器包括串联的带通滤波器和HVDC附加阻尼控制器，此时，HVDC附加阻尼控制器即为直流附加鲁棒控制器中的鲁棒控制环节，进而增强直流附加鲁棒控制器的鲁棒性；根据直流附加鲁棒控制器的结构确定加权函数；根据加权函数和闭环极点配置确定直流附加鲁棒控制器的输出反馈控制函数。本发明实施例提供的控制方法在设置直流附加鲁棒控制器后，还对网侧的发电机励磁附加鲁棒控制器进行了设置，在发电机励磁附加鲁棒控制器设置的过程中，需要在电压调节器输入电压相加点处施加阶跃扰动，其余的具体设置过程与直流附加阻尼鲁棒控制器的设置过程相同，此处不再赘述。下面以附图2中由4台发电机组成的交直流并联π型拓扑结构为例进行本发明实施例提供的基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法的具体说明，说明内容如下：选取附图2中的发电机G1和G3分别作为激励点，对所选取的激励点施加不破坏系统可线性化条件的小扰动激励，分别获取4台发电机的转子角速度，根据所获取的转子角速度获取信道的传递函数并由TLS-ESPRIT识别信道相对应的传递函数进而获得系统的振荡频率、阻尼比和振型等数据信息，所获得的数据信息请参考表1和表2。表1：发电机G1为激励点时的振荡模态表2：发电机G2为激励点时的振荡模态从表1和表2中能够看出，系统存在0.71Hz的弱阻尼区域间振荡模式、1.44Hz的区域1内振荡模式和1.17Hz的区域2内振荡模式，其中，在弱阻尼区域间振荡模式中，发电机G1和G2逆反于发电机G3和G4摇摆；在区域1内振荡模式中，发电机G1逆反于发电机G2摇摆；在区域2内振荡模式中，发电机G3逆反于发电机G4摇摆。当激励点为发电机G3时，为抑制弱阻尼区域间振荡，需要在网侧添加HVDC附加阻尼控制器；为抑制区域2内振荡，需要在网侧添加发电机附加阻尼控制器。为更好地抑制区域间振荡和区域2内振荡，则选取发电机G3或G4为控制点，即选取发电机G3或G4为控制器安装地点。对于的HVDC附加阻尼控制器安装，根据控制器的安装地点，HVDC附加阻尼控制器的反馈信号确定过称为：获取系统区域1和区域2之间发电机组的转速差和交流联络线有功功率；在获取的区域1和区域2之间交流联络线有功功率中选取最接近发电机功率因数的区域间交流联络线有功功率，最接近发电机功率因数的区域间交流联络线有功功率和发电机组的转速差便为预选的反馈信号。为便于反馈信号的筛选，可将最接近发电机功率因数的区域间交流联络线有功功率和发电机组的转速差转化为具有可比性的主模比，从而由主模比反映HVDC附加阻尼控制器的反馈信号。由于在本次具体实施例中发电机5和发电机8之间的有功功率ΔP85为0.77，最接近发电机有效出力的控制功率因数，因此，选择有功功率ΔP85为相对于G3或G4为HVDC附加阻尼控制器安装地点的预选反馈信号之一，有功功率ΔP85和发电机组转速差的主模比的具体数据请参考表3。表3：反馈信号与主模比的对应关系反馈信号主模比ΔP850.77Δω310.70Δω320.59Δω410.73Δω420.51从表3中能够看出，ΔP85和Δω41具有较高的主模比，当ΔP85和Δω41作为HVDC附加阻尼控制器的反馈信号时能够使得该控制器的单位控制输出量获得最大的系统阻尼，因此，选择ΔP85或Δω41作为HVDC附加阻尼控制器的反馈信号。由上述内容可以得知，HVDC附加阻尼控制器的初步配对方案为发电机G3或G4为控制器的安装地点，ΔP85或Δω41作为HVDC附加阻尼控制器的反馈信号，其中，安装地点和反馈信号可以任意组合。在网侧设置HVDC附加阻尼控制器和发电机附加阻尼控制器后，系统的阻尼控制器构成如附图4所示的两输入-两输出系统，其中，u1→y1，u1→y2，u2→y1，u2→y2为反馈信号输送的信道。利用TLS-ESPRIT识别u1→y1，u1→y2，u2→y1，u2→y2信道的传递函数，并计算ERGA阵列。在计算ERGA阵列时，由于电力系统由暂态进入稳态后，相对不会发生突变信号，因此，Δω31→ΔuHVDC、Δω32→ΔuHVDC、Δω41→ΔuHVDC和Δω42→ΔuHVDC的传递函数的稳态增益均为0，则有效增益阵列必定存在为0的对角元素，进而在有效增益阵列E非奇异的情况下，ERGA矩阵的对角元素必为0，即以上四种信号作为HVDC附加阻尼控制器的反馈信号构成的控制回路与任意发电机附加阻尼控制器控制回路间存在强相互作用。在此实施例中，以交流联络线有功功率ΔP85作为HVDC附加阻尼控制器反馈信号时，其控制回路与发电机附加阻尼控制器回路间的ERGA请参考表4，同时，表4还示出了通过RGA方法计算的HVDC附加阻尼控制器与发电机附加阻尼控制器回路间的RGA阵列。但HVDC附加阻尼控制器反馈信号的选取并不局限于ΔP85，也可以选择Δω41作为HVDC附加阻尼控制器反馈信号。表4：HVDC附加阻尼控制器与发电机附加阻尼控制器回路间的ERGA根据RGA、ERGA和NI的控制器反馈信号和控制地点的配对准则及表4能够得知，HVDC附加阻尼控制器的反馈信号为交流联络线有功功率ΔP85时，安装地点为G3和G4所计算得到的结果不同。由RGA指标计算得到的两个结果数值非常接近，几乎无法比较两组配对方案的优劣，而由ERGA指标计算得到的两个结果数值相差较大，因而能够明确反映出信道Δω4→ΔuG4与ΔP85→ΔuHVDC间的相互作用较通道Δω3→ΔuG3与ΔP85→ΔuHVDC间的相互作用更弱，因此，选择安装地点为G4和反馈信号为交流联络线有功功率ΔP85为HVDC附加阻尼控制器的最优配对方案，即最优配对方案为Δω4→ΔuG4和ΔP85→ΔuHVDC。通过上述实施例分析可知，在考虑控制器回路间相互作用的情况下，主模比较高的反馈信号并不一定是控制器的最佳反馈信号。相对于RGA指标计算，ERGA指标计算更能有效地决定控制器安装地点和反馈信号的最优配对方案。本发明实施例在确定安装地点为G4和反馈信号为交流联络线有功功率ΔP85为HVDC附加阻尼控制器的最优配对方案后，为避免输入信号的稳态值的改变而影响直流传输功率，进一步隔离该控制器与其它控制器间的相互作用，本发明实施例还在网侧设置直流附加鲁棒控制器，该直流附加鲁棒控制器包括相串联的带通滤波器和HVDC附加阻尼控制器。直流附加鲁棒控制器的具体设置为：在直流功率整定值处施加阶跃扰动ΔuHVDC，施加阶跃扰动ΔuHVDC后交流联络线上的有功功率会发生变化，因此需要检测交流联络线上的有功功率变化量，在本实施例中主要检测HVDC附加阻尼控制器最优配对方案中的反馈信号ΔP85。由于HVDC附加阻尼控制器与带通滤波器相串联，因此有功功率变化量ΔP85经带通滤波器滤波后为ΔP′85。根据阶跃扰动ΔuHVDC和滤波后的ΔP′85建立系统降阶模型ΔP′85/ΔuHVDC，其中，系统降阶模型ΔP′85/ΔuHVDC为：ΔP85′/ΔuHVDC=-4.56s6+1663.67s5-59253.81s4-414074.36s3-2750185.16s2-23587255.73ss6+26.56s5+563.01s4+4784.95s3+24177.30s2+86070.49s+240925.33;]]>根据TLS-ESPRIT识别HVDC附加阻尼控制器相应滤波阶段的传递函数，该传递函数为：根据系统降阶模型ΔP′85/ΔuHVDC和H2/H∞控制理论确定直流附加鲁棒控制器的结构，其中，直流附加鲁棒控制器包括串联的带通滤波器和HVDC附加阻尼控制器，此时，HVDC附加阻尼控制器即为直流附加鲁棒控制器中的鲁棒控制环节，确定后的直流附加鲁棒控制器结构请参考附图5。根据直流附加鲁棒控制器的结构确定加权函数，所确定的加权函数为：W1(s)=1000s1000s+5---(1)]]>W2(s)=s100s+100---(2)]]>W3(s)=10---(3).]]>请参考附图6，附图6示出了闭环极点配置的区域图。在本实施例中设置极点配置区域为阻尼比大于20％的区域，θ＝45°，则根据加权函数和闭环极点配置确定直流附加鲁棒控制器的输出反馈控制函数，为便于工程计算，采用降阶的方式对输出反馈控制函数进行处理，则处理之后的输出反馈控制函数公式为：KHVDC(s)=-0.1085s3-0.3103s2-23.1776s+21.9179s4+93.9947s3+1749.1779s2+12627.3640s+84719.4187.]]>本发明实施例提供的控制方法在设置直流附加鲁棒控制器后，还对网侧的发电机励磁附加鲁棒控制器进行了设置，设置的过程为：在发电机G4的电压调节器输入电压相加点处施加阶跃扰动ΔuG4，施加阶跃扰动ΔuG4后机组的角速度会发生变化，因此需要检测机组的角速度偏差，在本实施例中主要检测发电机阻尼控制器最优配对方案中的安装地点G4的角速度偏差Δω′4。根据阶跃扰动ΔuG4和角速度偏差Δω′A建立系统降阶模型Δω′4/ΔuG4，该系统降阶模型Δω′4/ΔuG4为：Δω4′/ΔuG4=0.000037462s7+0.07263s6-2.919s5-13.26s4-101.9s3-123.7s2-285.2s-82.69s7+14.3s6+125.8s5+977s4+3321s3+9916s2+5431s+979.9;]]>根据TLS-ESPRIT识别Δω′4→ΔuG4的传递函数。根据系统降阶模型Δω′4/ΔuG4和H2/H∞控制理论确定发电机附加鲁棒控制器的结构，此时，发电机附加阻尼控制器即为发电机附加鲁棒控制器中的鲁棒控制环节，确定后串联有带通滤波器的发电机附加鲁棒控制器结构请参考附图7。根据发电机附加鲁棒控制器的结构确定加权函数，所确定的加权函数为：W1(s)=5ss+100---(1)]]>W2(s)=100s+100---(2)]]>W3(s)=1---(3).]]>闭环极点配置的区域图请参考附图6。在本实施例中设置极点配置区域为阻尼比大于15％的区域，θ＝45°，则根据加权函数和闭环极点配置确定发电机附加鲁棒控制器的输出反馈控制函数，为便于工程计算，采用降阶的方式对输出反馈控制函数进行处理，则处理之后的输出反馈控制函数公式为：在控制器的最优配对方案的选取上，为验证通过本发明实施例提供的基于π型拓扑结构的交直流并联分散控制方法所选取的最优配对方案相对于传统选取方法更能反映实际工程，本发明实施例还提供了效果对比试验，具体的实验过程为：选取本发明实施例提供的控制器为试验组，由传统附加直流阻尼控制器为对照组，试验组所设计的控制器装置图和对照组的控制器装置图请分别参考附图8和附图9，利用EMTDC/PSCAD(ElectromagneticTransientsincludingDC/PowerSystemsComputerAidedDesign)仿真软件对试验组和对照组所设计的控制器进行数字仿真，记录不同扰动下投入附加阻尼控制器前后的转子角速度以及区域间联络功率变化，记录结果请参考附图10-21，其中，数字仿真的扰动方式为：(1)3s时刻，系统受到一个扰动，该扰动使得整流测定电流控制器的电流整定值由1p.u(perunit，即标幺值)增加至1.04p.u；(2)3s时刻，区域2交流母线13发生三相短路接地故障，3.1s时故障消失，系统恢复至正常结构。从附图10-15中能够得知，扰动(1)下，投入传统附加阻尼控制器相较未投入附加阻尼控制器时，ω34的首摆摆幅降低，后续摆的阻尼明显增强，投入附加阻尼鲁棒控制器相较投入传统附加阻尼控制器时，ω34的后续摆的阻尼提高更明显；扰动(2)下，投入传统附加阻尼控制器相较未投入附加阻尼控制器时，ω34的首摆摆幅变大，后续摆阻尼增强，投入附加阻尼鲁棒控制器相较投入传统附加阻尼控制器时，ω34的首摆摆幅明显降低，后续摆阻尼增加，由此说明，本发明实施例提供的控制方法所确定的附加阻尼鲁棒控制器能够有效降低振动的首摆摆幅增强后续摆的阻尼。从附图16-21中能够得知，相对于未投入阻尼控制器之前，投入了阻尼控制器后，区域间联络线有功功率振荡的后续摆阻尼增大，但投入附加阻尼鲁棒控制器相较投入传统附加阻尼控制器，区域间联络线有功功率振荡的后续摆阻尼提升更加明显，由此能够说明，在不同故障下，附加阻尼鲁棒控制器均能有效抑制0.71Hz的区域间振荡模式和1.17Hz的区域内振荡模式，且总体性能相对于传统附加阻尼控制器能够更好的提升后续摆阻尼。为进一步验证ERGA的有效性，本发明实施例还对控制器的控制地点与反馈信号进行试验，即对Δω4→ΔuG4和ΔP85→ΔuHVDC的配对方案以及Δω3→ΔuG3和ΔP85→ΔuHVDC的配对方案进行试验，实验过程为：对上述两种配对方案分别进行数字仿真扰动，扰动模式为(1)式，记录扰动下投入附加阻尼鲁棒控制器后的转子角速度以及区域间联络功率变化，记录结果请参考附图22-24。从附图22-24能够得知，相对于Δω3→ΔuG3与ΔP85→ΔuHVDC的配对方案，Δω4→ΔuG4与ΔP85→ΔuHVDC配对方案较下的转速差Δω31的第二摆摆幅更低，且Δω34的首摆摆幅更小，后续摆阻尼比更大。通过比较附图24与附图18可知，在两种配对方案下，故障后联络线功率振荡的情况无显著差别。由上述内容可知，选择Δω4→ΔuG4与ΔP85→ΔuHVDC的配对方案相较Δω3→ΔuG3与ΔP85→ΔuHVDC的配对方案更优，时域仿真结果与表4中ERGA指标的计算结果相一致。由上述实施例和试验可知，通过本发明实施例提供的控制方法所确定的控制器的反馈信号和安装地点的配对方案能够有效抑制交直流并联输电系统中存在的大电网区域间的低频振荡从而能够节约系统制造成本和维护成本。本领域技术人员在考虑说明书及实践这里发明的公开后，将容易想到本发明的其它实施方案。本申请旨在涵盖本发明的任何变型、用途或者适应性变化，这些变型、用途或者适应性变化遵循本发明的一般性原理并包括本发明未公开的本
技术领域：
中的公知常识或惯用技术手段。说明书和实施例仅被视为示例性的，本发明的真正范围和精神由下面的权利要求指出。应当理解的是，本发明并不局限于上面已经描述并在附图中示出的精确结构，并且可以在不脱离其范围进行各种修改和改变。本发明的范围仅由所附的权利要求来限制。当前第1页1 2 3