一种自适应的HVDC紧急功率支援方法与流程

本发明涉及高压直流输电附加暂态控制的技术领域，具体涉及一种自适应的hvdc紧急功率支援方法。

背景技术：

西电东送、南北互供的全国联网格局已初步形成。电网大规模互联使电网局部发生的扰动，将很快波及到邻近的广大区域。目前，以高压直流进行区域电网互联是近年来电网发展的主要形式，由于直流的快速调节特性和过载能力，从而可以对直流的进行附加控制，抑制电网扰动，提高互联电网的安全稳定性。国内外大量的专家学者针对该方面进行了广泛研究。紧急功率支援是针对互联电力系统，由于故障或扰动，出现较大的功率过剩或功率缺额的紧急控制措施。通过直流的快速提升或回降功能，抑制发电机功角的首摆和后续摆的稳定。从已有的研究中可以看出，现有紧急功率支援的提升量和回降量，主要是根据经验来确定，并没有给出具体计算方法，并且在紧急功率支援的时候，支援量基本上都是固定值。而实际系统中，不平衡功率由于系统自身调节作用，负荷响应作用等因素，功率的不平衡是实时动态变化的。

技术实现要素：

针对现有紧急功率支援的提升量和回降量，主要是根据经验来确定，并没有给出具体计算方法；并且在紧急功率支援的时候，支援量基本上都是固定值，不能够完全自适应的实现动态最优功率支援的技术问题，本发明提供一种自适应的hvdc紧急功率支援方法。

为了解决上述技术问题，本发明所采用的技术方案如下：

一种自适应的hvdc紧急功率支援方法，步骤如下：

s1，求取电力系统区域内系统等值惯性中心的等值角速度ωcoi，计算公式为：

其中，mjt为电力系统区域内全部发电机惯性时间常数之和，mji为第i台发电机的惯性时间常数；而系统惯性中心角频率与系统惯性中心频率的关系为ωcoi＝2πfcoi。

s2，建立惯性中心机组频率变化率与功率变化量的数学关系式；

其中，为惯性中心机组频率变化率；pm为等效机组的机械功率；pe为等效机组的电磁功率；f0为系统稳态频率，大小为50hz；δp为区域内功率不平衡量。

s3，将步骤s2中的视为电力系统的扰动量，记为w(t)，则惯性中心机组频率变化率与功率变化量的数学关系式表达为：

公式4表示0输入系统，即控制量u为0。

s4，根据步骤s3，得出惯性中心机组频率变化率与功率变化量的状态方程式；

其中，x1(t)＝f，

s5，根据步骤s4和扩张状态观测器原理，得到惯性中心机组频率变化率与功率变化量的扩张状态观测器方程式；

其中，f为电力系统频率；z1为f的估计值；为z1的导数；z2为系统的扩张状态，即的估计值；为z2的导数；β1、β2为扩张状态观测器参数；e为系统频率估计值和实际值之差；α为大于0小于等于1的参数；d为与采样步长有关的参数；fal(e,α/2,d)为非光滑函数，当|e|>δ，fal(e,α/2,d)等于|e|^αsign(e)，当|e|≤δ，fal(e,α/2,d)等于e/δ^1-α/2；

s6，根据步骤s5并结合自抗扰控制原理，得到扩张状态观测器的伪控制量δpm0。

其中，为区域内功率不平衡量δp的实时估计；b0为控制输入系数。

当控制输入系数b0等于1时，则δpm0大小等于称δpm0为伪控制量，是因为实际在进行功率支援的时，由于受到功率支援限制因素的影响，功率支援量并不一定等于δpm0，而应该与δpm0具有一定的关系。

s7，根据步骤s6，得到扩张状态观测器的直流系统实际控制变量δpm；

δpm＝kδpm0，0≤k≤1(8)；

其中，k为功率支援系数，且k与紧急功率支援限制因素有关，所述紧急功率支援限制因素包括交流系统母线电压水平和直流系统本身的输电能力。

由于受到电网本身调节作用、负荷特性以及功率支援限制因素等多方面的影响，δpm不一定等于δpm0，并根据紧急功率支援限制因素对k值进行优化。

s8，根据交流系统母线电压水平限制条件，计算k值。

具体步骤为：s8.1，定义电压敏感因子指标fvsf，用于评估交流系统母线电压水平对功率提升量的限制；

其中，δu为单位直流功率提升量导致的交流母线电压跌落量；un为交流系统母线电压额定值。

s8.2，根据步骤s8.1，得到当功率提升kδpm0时，电压敏感因子指标变为：

s8.3，根据步骤s8.2，比较kδpm0*fvsf的值是否处于电压允许的波动范围内，当kδpm0*fvsf的值处于电压允许的波动范围内，则k取值为1；反之，则按照电压允许波动的最大值计算此时的k值。

s9，根据直流系统本身的输电能力限制，建立实际控制变量δpm的约束条件，再一次计算k值。

直流系统本身的输电能力限制，高压直流输电系统一般均具有1.1倍的长期过载能力和3s的1.5倍短时过载能力，除过载运行外，直流输电系统还有最小功率限制，这是由直流系统具有最小的电流限制因素决定的，当电流低于限值时，将导致直流电流断流现象。所以建立的约束条件为：

δpmin≤kδpm0≤δpmax(11)；

其中，δpmin为直流输电系统的最小功率，δpmax为直流输电系统的最大功率。

s10，将步骤s8得到的k值与步骤s9得到的k值取交集，得到最终k值，进而得到直流系统实际控制变量δpm。

s11，根据步骤s10并基于阶梯递增原则，采用多馈入功率支援因子从多落点交直流输电系统中选取一条最优直流输电系统进行功率支援。

在实际在功率支援时，一般不会一次就将系统功率提升到kδpm0，这样操作对系统的冲击比较大，因此需逐步提升功率，最终实现功率支援的目标。对于多落点交直流输电系统，理论上在故障期间，每条直流输电系统都可以通过提升自己的功率量来达到实现互联交直流系统功率的平衡，但是不同直流输电系统的附加控制效果具有一定的差异，因此采用多馈入功率支援因子来选取最优的一条直流系统进行功率提升。

多馈入功率支援因子的计算步骤如下：

s11.1，计算多馈入相互作用因子fmiif,ji，计算公式为：

其中，j、i为变量，δui为某一在额定功率下运行的直流系统，在其换流站换流母线上投切一个并联无功功率支路，造成该换流母线电压的变化量；δuj表示为待观察的直流换流站母线的电压变化量。

s11.2，计算多馈入有效短路比kmescri，计算公式为：

其中，saci为换流站i的换流母线处三相短路容量；qcni为换流站i的交流母线处滤波器和并联电容器提供的无功功率；pdni为直流系统i的额定容量，pdnj为直流系统j的额定容量。

s11.3，根据步骤s11.1和步骤s11.2，计算多馈入功率支援因子λj,i，计算公式为：

λj,i＝fadif,ji×kmescri(14)。

s11.4，从步骤s11.3中获取最大功率支援因子，则最大功率支援因子对应的直流输电系统为最优直流输电系统。

本发明通过建立系统扰动下区域内不平衡功率的扩张状态观测器，并对观测器参数进行设置，实现不平衡功率的实时准确估计。对直流紧急功率支援限制因素进行分析，进而对紧急功率支援量进行优化，形成最终功率支援量，然后，基于功率支援阶梯递增原则，最终实现功率支援的目标。对于多落点直流输电系统，基于功率支援因子选取用于功率提升的最优直流。在pscad中搭建三馈入直流输电系统，对所提方法进行了仿真分析，结果表明了该方法的有效性。对交直流互联电力系统紧急功率支援提高暂态稳定性具有较强的参考价值。

附图说明

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，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为本发明的扩张状态观测器结构图。

图2为本发明紧急功率支援附加控制器结构图。

图3为本发明紧急功率支援阶梯递增示意图。

图4为三机三直流输电系统结构图。

图5为系统稳态时观测器估计的系统状态量-电力系统频率值。

图6为系统稳态时观测器估计的系统输出量-电力系统扰动值。

图7为系统扰动时有无紧急功率支援时，系统不平衡量变化。

图8为系统扰动时有无紧急功率支援时，发电机功角变化曲线。

图9为系统扰动时有无紧急功率支援时，hvdc3功率响应图。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有付出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

在研究故障下电力系统暂态稳定性问题时，常常将系统等效为双机失稳模式。即将系统划分为临界群s和余下群a，因此系统功角稳定性问题即变为临界群s对余下群a的相对摇摆问题。临界群s和余下群a的暂态运动方程为：

其中

式中，ma为临界群s和余下群a的等值惯性时间常数；分别为s和a的惯性中心下的功角；分别为s和a的惯性中心下的角频率；分别为s中的第i台机组的机械功率和电磁功率；为中的第j台机组等值机械功率和电磁功率。

将临界群s和余下群a的暂态运动方程合并，则两机群暂态运动状态方程可以等效为单机系统，等效的单机系统转子运动方程为

式中，δsa＝δs-δa，ωsa＝ωs-ωa。对于上述等效的单机系统，正常稳定运行时，则为0。当系统内部发生故障时，则由于发电机转子惯性的作用，不能够瞬时保证机械功率和电磁功率相等，则由于加在发电机转子上不平衡力矩的作用，将导致转子加速或减速，此时不为0，若不能及时有效的施加控制措施，则会导致δsa加大，超出系统稳定的运行点范围，最终导致系统失稳。

以临界群s内部发电机突发严重故障导致的切机或功率很大的负荷在运行调度计划外的突然启动为例，这种情况将会导致临界群s区域功率的瞬时缺额，则临界群s内的机组由于机械功率小于电磁功率，则转子将会减速。若将功率支援等效为机械功率，则在等效的单机系统通过附加紧急功率支援措施，则变为

式中，δpm即为直流紧急功率支援量。由上式可以看出，通过直流的附加紧急功率支援措施，可以实现减小转子频率差，从而实现稳定功角的目的。

基于上述理论，本发明提供一种自适应的hvdc紧急功率支援方法，如图1-3所示，步骤如下：

s1，求取电力系统区域内系统等值惯性中心的等值角速度ωcoi，计算公式为：

其中，mjt为电力系统区域内全部发电机惯性时间常数之和，mji为第i台发电机的惯性时间常数；而系统惯性中心角频率与系统惯性中心频率的关系为ωcoi＝2πfcoi。

s2，建立惯性中心机组频率变化率与功率变化量的数学关系式；

其中，为惯性中心机组频率变化率；pm为等效机组的机械功率；pe为等效机组的电磁功率；f0为系统稳态频率，大小为50hz；δp为区域内功率不平衡量。

s3，将步骤s2中的视为电力系统的扰动量，记为w(t)，则惯性中心机组频率变化率与功率变化量的数学关系式表达为：

公式4表示0输入系统，即控制量u为0。

s4，根据步骤s3，得出惯性中心机组频率变化率与功率变化量的状态方程式；

其中，x1(t)＝f，

s5，根据步骤s4和扩张状态观测器原理，得到惯性中心机组频率变化率与功率变化量的扩张状态观测器方程式；

其中，f为电力系统频率；z1为f的估计值；为z1的导数；z2为系统的扩张状态，即的估计值；为z2的导数；β1、β2为扩张状态观测器参数；e为系统频率估计值和实际值之差；α为大于0小于等于1的参数；d为与采样步长有关的参数；fal(e,α/2,d)为非光滑函数，当|e|>δ，fal(e,α/2,d)等于|e|^αsign(e)，当|e|≤δ，fal(e,α/2,d)等于e/δ¹-α^/2；

s6，根据步骤s5并结合自抗扰控制原理，得到扩张状态观测器的伪控制量δpm0。

其中，为区域内功率不平衡量δp的实时估计；b0为控制输入系数。

当控制输入系数b0等于1时，则δpm0大小等于称δpm0为伪控制量，是因为实际在进行功率支援的时，由于受到功率支援限制因素的影响，功率支援量并不一定等于δpm0，而应该与δpm0具有一定的关系。

s7，根据步骤s6，得到扩张状态观测器的直流系统实际控制变量δpm；

δpm＝kδpm0，0≤k≤1(8)；

其中，k为紧急功率支援系数，且k与紧急功率支援限制因素有关，所述紧急功率支援限制因素包括交流系统母线电压水平和直流系统本身的输电能力。

由于受到电网本身调节作用、负荷特性以及功率支援限制因素等多方面的影响，δpm不一定等于δpm0，并根据紧急功率支援限制因素对k值进行优化。

s8，根据交流系统母线电压水平限制条件，计算k值。

具体步骤为：s8.1，定义电压敏感因子指标fvsf，用于评估交流系统母线电压水平对功率提升量的限制；

其中，δu为单位直流功率提升量导致的交流母线电压跌落量；un为交流系统母线电压额定值。

s8.2，根据步骤s8.1，得到当功率提升kδpm0时，电压敏感因子指标变为：

s8.3，根据步骤s8.2，比较kδpm0*fvsf的值是否处于电压允许的波动范围内，当kδpm0*fvsf的值处于电压允许的波动范围内，则k取值为1；反之，则按照电压允许波动的最大值计算此时的k值。

s9，根据直流系统本身的输电能力限制，建立实际控制变量δpm的约束条件，再一次计算k值。

直流系统本身的输电能力限制，高压直流输电系统一般均具有1.1倍的长期过载能力和3s的1.5倍短时过载能力，除过载运行外，直流输电系统还有最小功率限制，这是由直流系统具有最小的电流限制因素决定的，当电流低于限值时，将导致直流电流断流现象。所以建立的约束条件为：

δpmin≤kδpm0≤δpmax(11)；

其中，δpmin为直流输电系统的最小功率，δpmax为直流输电系统的最大功率。

s10，将步骤s8得到的k值与步骤s9得到的k值取交集，得到最终k值，进而得到直流系统实际控制变量δpm。

s11，根据步骤s10并基于阶梯递增原则，采用多馈入功率支援因子从多落点交直流输电系统中选取一条最优直流输电系统进行功率支援。

在实际在功率支援时，一般不会一次就将系统功率提升到kδpm0，这样操作对系统的冲击比较大，因此需逐步提升功率，最终实现功率支援的目标。对于多落点交直流输电系统，理论上在故障期间，每条直流输电系统都可以通过提升自己的功率量来达到实现互联交直流系统功率的平衡，但是不同直流输电系统的附加控制效果具有一定的差异，因此采用多馈入功率支援因子来选取最优的一条直流系统进行功率提升。

多馈入功率支援因子的计算步骤如下：

s11.1，计算多馈入相互作用因子fmiif,ji，计算公式为：

其中，j、i为变量，δui为某一在额定功率下运行的直流系统，在其换流站换流母线上投切一个并联无功功率支路，造成该换流母线电压的变化量；δuj表示为待观察的直流换流站母线的电压变化量。

s11.2，计算多馈入有效短路比kmescri，计算公式为：

其中，saci为换流站i的换流母线处三相短路容量；qcni为换流站i的交流母线处滤波器和并联电容器提供的无功功率；pdni为直流系统i的额定容量，pdnj为直流系统j的额定容量。

s11.3，根据步骤s11.1和步骤s11.2，计算多馈入功率支援因子λj,i，计算公式为：

λj,i＝fadif,ji×kmescri(14)。

s11.4，从步骤s11.3中获取最大功率支援因子，则最大功率支援因子对应的直流输电系统为最优直流输电系统。

为了验证本发明的有效性和鲁棒性，在pscad中搭建三直流三机输电系统，拓扑结构如图4所示。该系统中，三条直流线路均采用标准的cigre模型，直流系统控制方式为，整流侧定直流电流控制、逆变侧定关断角控制。直流线路每回功率为pdc＝1000mw，vdc＝500kv。发电机模型均采用详细六阶模型且都包含励磁和调速系统，且都未装电力系统稳定器。发电机额定容量g1和g3相等为700mva，g2为512mva，三台发电机惯性时间常数均为h＝6.5s。

首先，对二阶扩张状态观测器的参数进行整定，通过参数整定分离性原则，结合经验参数，最后二阶扩张状态观测器参数整定为α/2为0.5，d为0.05，β1为20，β2为50。

系统稳态时，对二阶扩张状态观测器性能进行测试，测试结果如图5、图6所示。从仿真结果上可以看出，通过合适的参数整定，二阶扩张状态观测器能够实现对系统状态量f快速准确跟踪，并且稳态时系统输出是0，证明该二阶扩张状态观测器设计及参数整定是合理的。

扰动仿真bus2处馈线支路由于故障切除，导致失去负荷652wm。仿真结果如图7-9所示。图7为扩张状态观测器估计出的系统动态不平衡功率，由图7中可以看出，系统的不平衡功率是动态变化的量，而不是一个恒定值。虚线为未投入紧急功率支援控制器时的系统不平衡功率，实曲线是投入紧急功率支援控制器的不平衡功率。通过对比可以发现，投入紧急功率控制器之后，可以快速平稳实现系统功率平衡的目的。图8为系统内发电机g1、g2和g3的功角曲线，通过对比同样可以发现，投入紧急功率控制器后，能够有效抑制发电机功角的摇摆，使功角相对平稳地过渡到稳定状态。图9为hvdc3功率响应曲线，投入紧急功率支援后，通过直流功率的快速提升和回降功能，能够快速实现维持系统功率的平衡。

本发明通过建立系统扰动下区域内不平衡功率的扩张状态观测器，并对观测器参数进行设置，实现不平衡功率的实时准确估计。对直流紧急功率支援限制因素进行分析，进而对紧急功率支援量进行优化，形成最终功率支援量，然后，基于功率支援阶梯递增原则，最终实现功率支援的目标。对于多落点直流输电系统，基于功率支援因子选取用于功率提升的最优直流。在pscad中搭建三馈入直流输电系统，对所提方法进行了仿真分析，结果表明了该方法的有效性。

以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。