一種電力系統小幹擾振蕩穩定性分解式模態分析方法

2023-12-01 18:02:11 1

d-m'-'AC"d-f'-'DC0Air,0(33)(34)Xs=XaXnAs=BDC1AC0ADCcd-mDAC+asdcTCd-m"cd-f"Bs=Bac9Bq-psg-0，B=『p-pss0000AUp-pssΔV+csxy^y-m記將式(31)和(32)代入(29)可得Δ1SX=(cx-dC+cx-fDDC)ΔVdc+cx_mCACXAC+cx_fCDC-^-DC+(DAC+asx)^Vsxy+。x-m^Uq—pSS+Cx—f(35)ΔIsy=(Cy-dc+Cy-fDDc)ΔVdc+Cy—m。ACXAC+Cy—f。DCXDC+(Cy-mDAC+asχT)AUp—pss+Cy-fAUp—pssΔΙ.xyΔΙ,sy，由式(34)和(35)可得ΔIsxy=CsXs+DsΔVsxy+Dq_pssΔuq_pss+Dp_pssΔup_其中，Cx-dc+cx-fDoCcX-WpACcx-f^DCCy-dc+Cy-fDdCcy-m^ACCy-f^DC(36)CDicX-Ut0AC+aIicy-m^AC+asD.q-pssCx-mCy-mDp-pss°y-f式(34)和(36)即為BESS線性化模型。2.全系統的線性化模型設一個N機M節點電力系統中的節點電壓和電流在系統坐標下分別表示為11其中，Xg是發電機動態的狀態變量。記除發電機和BESS接入節點(不失一般性，設為N+1號節點)外系統中的其它節點電壓表示成的向量為.系統的網絡方程寫為將式(36)和(37)代入(39)可得由上式可得其中，由式(34)和(37)可得3.阻尼控制器的輸出方程在圖6所示電池儲能裝置上可以疊加二個阻尼控制器。一個疊加在交流電壓控制器上，其輸出控制信號是Utrpss，阻尼控制是通過調節電池儲能裝置和系統的無功功率交換實現的(以下稱為無功阻尼控制器)；另一個疊加在直流電壓控制器上，其輸出控制信號是up_pss，阻尼控制是通過調節電池儲能裝置和系統的有功功率交換實現的(以下稱為有功阻尼控制器)。不失一般性，設二個阻尼控制器的反饋信號為電池儲能裝置安裝地點線路上的有功功率偏差八PJ即圖5中所示ΔΡ65)。因為其中，*表示變量的共軛。由上式線性化可得ΔΡ,=[2GsjVsx0+BsjVjy02GsjVsy0-BsjVjxc利用式(41)，由上式可得(44)(45)K_、ο"Χ+、ν+0「AUΗ-0_Xs0AsXs.0BsAVsjy_Bq-pss_-pssBp-pss將式(41)代入(42)可得全系統的狀態方程為X=AX+BqAuq_pss+BpAup_pss其中，χIX[Aro0「Βν°"C0"gXsj,A=_0aSJ+_0bSjYgsxyg*y_0cs_Au(42)(43)_0丄Bgxy0-γ-10Bρ-pss"Γ0Bs_gsxyp-pss個阻尼控制器。一個疊加在交-0IBgiy0Y「10q-pss十0B、gsiyDq-pSS3.阻尼控制器的輸出方程在圖6所示電池儲能裝置上可以疊加(46)所以，關於阻尼控制器的輸出方程為Ay=CX+DqΔuq_pss+DpΔUp_pss(47)其中，「COC=Υ^_1『CsDq=Ygsxy_1Uq-pssDp=(0PsJ-Ps1Y00-1[YogYoS])YgSxy_1n°"p-pss4.模態分析分析結果及其分解XyVVJΔΔ__ι_-_OV-B對圖5所示的裝有一臺電池儲能裝置的簡單四機二區域電力系統中的無功和有功阻尼控制器的阻尼效果預測的模態分析結果如表1所示。模態分析所關心的是系統中的區域振蕩模態xa。在表ι中也給出了阻尼控制器裝設以後的特徵值的計算結果。由表一結果可見(1)在不同的聯絡線功率下，模態分析預測有功阻尼控制器的阻尼控制效果變化不大，而無功阻尼控制器的阻尼控制效果隨聯絡線功率的增加而提高；(2)特徵值的計算結果證實了模態分析預測的正確。非線性仿真的證實結果如圖7所示，其中圖7(a)和7(b)為裝設無功阻尼控制器的阻尼控制效果非線性仿真結果；圖7(c)和7(d)為裝設有功阻尼控制器的阻尼控制效果非線性仿真結果；圖7(a)和7(c)的P650=O.lp.u.，圖7(b)和7(d)的P650=L5p.u.。表1模態分析預測結果和特徵值計算驗證可是，從表1的模態分析和特徵值計算的結果無法得知為什麼無功和有功阻尼控制器的阻尼控制效果對聯絡線功率的改變有著不同的魯棒性。所以，圖8和圖9給出了本發明分解式模態分析的計算結果。由圖8和圖9可見(1)對無功(圖8(a)和8(b))和有功(圖9(a)和9(b))阻尼控制器，各臺發電機的阻尼轉矩靈敏度係數是一樣的。這是因為發電機參與性與電池儲能裝置上裝設的阻尼控制器的類型無關；(2)隨著聯絡線輸送功率的改變，各臺機的阻尼轉矩靈敏度係數(參與性)變化是不明顯；(3)在不同的聯絡線功率下，有功阻尼控制器向各臺機提供的阻尼轉矩變化不大，所以阻尼控制的魯棒性較好；(4)隨著聯絡線輸送功率的提高，無功阻尼控制器向各臺機提供的阻尼轉矩增加很多，所以阻尼控制的效果明顯提高。因此，圖8和圖9的分解式模態分析分析給出了模態分析結果的物理解釋。從圖8給出的分解式模態分析的計算結果還可見無功阻尼控制器通過發電機Gl和發電機G2對區域振蕩模態Xa的影響是正的(數值為負)，但是通過發電機G3和發電機G4對區域振蕩模態入3的影響卻是負的(數值為正)。在聯絡線輕負荷時(如圖8(a)所示P65tl=0.lp.u.時)，通過發電機G3和發電機G4對區域振蕩模態Aa的影響更大，所以總的影響是負的。在聯絡線重負荷時(如圖8(b)所示己5(|=1.5.11.時)，通過發電機Gl和發電機G2對區域振蕩模態λa的影響增加很多而大大超過通過發電機G3和發電機G4對區域振蕩模態Xa的影響，所以總的影響是正的。這也是為什麼阻尼控制的效果隨著聯絡線輸送功率的提高而明顯提高。本發明提出的分解式模態分析方法在我國某一實際大系統上進行了測試。該實際大系統的簡化接線圖如圖10所示。測試的對象是系統中將裝設的一條高壓直流線路(ZLC)的控制器(整流側控制器和逆變側控制器)，目的是分析直流控制器對系統中的二個低頻振蕩模態(代碼分別為FJM和AHM)的影響。FJM模式主要表現為(區域1+區域2+區域3+區域4+區域5)對(區域6+區域7)的功率振蕩。對FJM的模態分析計算的結果為=(I)ZLC整流側控制器影響Ri=0.4448-0.0509；(2)ZLC逆變側控制器影響=Ri=0.0016-0.0071i。AHM模式主要表現為(區域1)對(區域2+區域3+區域4+區域5區域6+區域7)的功率振蕩。對AHM的模態分析計算的結果為(I)ZLC整流側控制器影響=Ri=-0.0630-0.0266；(2)ZLC逆變側控制器影響氏=-0.0001-0.0002io這表明a.高壓直流線路ZLC的整流側控制器與其逆變側控制器相比，對低頻振蕩模態的影響較大。這是因為整流側作為功率送端，通過功率的調整，可以有效的影響功率振蕩，而逆變側為功率受端，是被動的功率變化，對功率振蕩的影響有限。b.對FJM而言，高壓直流線路ZLC的控制對阻尼的影響是負的，即使得FJM向右半平面移動，阻尼變差；而對AHM而言，卻是正的，但是影響與對FJM影響相比卻小許多。對這一結果可以做進一步的分解式模態分析如下。表2給出的是ZLC整流側控制對FJM的模態分解式分析計算的結果。由表2中的結果可見ZLC整流側控制通過在區域6和7中的發電機對FJM的影響是使得FJM的阻尼增加，因為ZLC整流側控制向區域6和7中的發電機提供正的阻尼轉矩；但是，ZLC整流側控制通過在其它區域中的發電機對FJM的影響卻是使得FJM的阻尼減少許多，這樣的總的結果是高壓直流線路(ZLC)的控制使得FJM模態的阻尼減少。表3給出的是ZLC整流側控制對AHM的模態分解式分析計算的結果。由表3中的結果可見ZLC整流側控制對AHM模態阻尼的影響較為複雜。它向在區域2和5中的大部分發電機(不是區域2和5中的全部發電機)提供正的阻尼轉矩，從而使得AHM的阻尼增加較多。雖然ZLC整流側控制向其它區域中的發電機提供負的阻尼轉矩，但是總的影響是使得AHM的阻尼增加。所以，從分解式模態分析的結果可以清晰的看出整流側控制器對FJM和AHM模態阻尼的影響是在全網如何分配，傳遞從而形成的。表2=ZLC整流側控制器對低頻振蕩模態FJM的分解式模態分析分析的詳細結果表3=ZLC整流側控制器對低頻振蕩模態AHM的分解式模態分析分析的詳細結果以上所述僅是本發明的優選實施方式，應當指出對於本
技術領域：
的普通技術人員來說，在不脫離本發明原理的前提下，還可以做出若干改進和潤飾，這些改進和潤飾也應視為本發明的保護範圍。權利要求一種電力系統小幹擾振蕩穩定性分解式模態分析方法，其特徵在於所述分析方法包括如下步驟(1)通過數據採集和監控系統SCADA系統、能量管理系統EMS獲得電力系統穩態數據發電機機端電壓、機端有功、母線有功和母線無功；(2)輸入電力系統穩態數據發電機機端電壓、機端有功、母線有功和母線無功；(3)輸入電力系統靜態數據電力網絡拓撲數據、線路阻抗導納數據、變壓器阻抗變比數據；(4)發電機組固有數據發電機內部電抗數據、勵磁系統數據；(5)利用潮流計算工具和初值計算工具，得到含指定控制器或裝置的開環系統的線性化矩陣X=AX+BuΔy＝CΔX以及Z=00I0A21A22A23A31A32A33Z+0B2B3u其中，X為系統狀態變量，A為系統線性化矩陣，B為控制矩陣，C為輸出矩陣，u為控制器輸出信號，δ為發電機功角狀態變量向量，ω為發電機轉速狀態變量向量，Z為系統其它狀態變量向量，Δ為線性化算子，變量加點為微分算子，ω0I為對角陣，ω0為額定角速度；(6)計算指定控制器或裝置向各臺發電機提供的電磁轉矩的通道因子Bj(λi)，j＝1，2，…N，即B(λi)的第j個分量，其中，N為系統中發電機的臺數，λi＝ξi±jωi為系統中指定分析的某個機電的第i個振蕩模態，根據步驟(5)中得到B(s)＝B2+A23(sIA33)1B3；(7)計算指定控制器或裝置的輸入反饋信號用各臺發電機轉速狀態變量重構的重構係數γj(λi)，j＝1，2，…Nj(i)=Cvivi2j其中vi為相應於λi的右特徵向量，vi2j為vi中對應於Δωj，j＝1，2，…N的分量，j為第j臺發電機，系統的輸出方程為Δy＝CX(8)計算系統中各臺發電機相應於指定振蕩模態的參與因子SijSij=iDj(=wi2jvi2j),j=1,2,...N其中，DjΔωj，j＝1，2，…N為各臺發電機上獲得的額外阻尼轉矩，wi為相應於λi的左特徵向量，wi2j為wi中對應於Δωj，j＝1，2，…N的分量；(9)通過對指定機電振蕩模態的分解式模態分析方法計算殘差Ri=j=1NSijBj(i)j(i)(10)通過輸出步驟(9)中得到的殘差，安排指定控制器或裝置在電力系統中的位置。全文摘要本發明公開了一種電力系統小幹擾振蕩穩定性分解式模態分析方法，將常規的計算殘差Ri的模態分析進行分解計算，從而實現物理意義清晰的模態分析計算結果，其首先對電力系統穩態數據和電力系統靜態數據進行測量後，然後分別對通道因子、重構係數和參與因子進行計算後，得到殘差Ri的模態分析進行分解計算結果，基於該結果，可清晰揭示控制器影響阻尼的內部機理，實現對附加阻尼控制器的整定，以有效抑制電力系統低頻振蕩。本發明的電力系統小幹擾振蕩穩定性分解式模態分析方法，能夠清晰詳細地給出指定控制器或裝置是如何影響指定的電力系統機電振蕩模態，從而為電力系統小幹擾振蕩穩定性分析和控制設計提供物理意義清晰的指導。文檔編號H02J3/00GK101917003SQ20101024035公開日2010年12月15日申請日期2010年7月29日優先權日2010年7月29日發明者杜文娟,王海風,陳中申請人:東南大學