CN109066756B - 一种改善系统暂态稳定的vsc-hvdc线性自抗扰控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种改善系统暂态稳定的VSC‑HVDC线性自抗扰控制方法，包括以下步骤：步骤1，根据VSC‑HVDC对同步发电机组的可控能力划分出VSC‑HVDC对应的可控机群，并将每个可控机群聚合为一台等效可控机组；将VSC‑HVDC和其相应的等效可控机组建立成一个等效可控系统；步骤2，根据等效可控系统的状态方程，基于线性自抗扰理论设计出一个三阶的线性扩张状态观测器及线性状态反馈控制律，并增加控制输出约束逻辑及附加直流电压越限控制；步骤3，为防止电力系统正常运行时同步发电机组的小幅波动引起控制误动，控制策略中增设一个带有时滞的死区判断框图，作为控制器的启动条件。所述控制方法基于线性自抗扰控制，无需系统的详细模型，对系统不同的运行方式具有很强的鲁棒性。

Description

一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法

技术领域

本发明涉及电力系统暂态稳定控制领域，具体涉及一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法。

背景技术

相比基于电网换相的常规直流输电技术(简写为LCC-HVDC)，基于电压源型换流器的柔性直流输电技术(简写为VSC-HVDC)具有无可比拟的优势，如可独立控制有功和无功功率传输等，应用VSC-HVDC输电技术具有显著的优越性。近年来VSC-HVDC输电技术发展十分迅速，我国在建的柔性直流输电工程的最大容量达到1000MW，最高电压等级达到±320kV，将来有可能取代常规直流成为直流输电的主流技术。

大容量直流接入电网，将对电网结构和稳定运行特性产生影响。利用VSC-HVDC快速的动态响应特性并且能独立控制有功功率和无功功率的特点，可以通过附加控制辅助交流系统达到安全稳定运行。传统的直流附加控制器基于线性控制理论，但暂态干扰下系统偏离稳态运行点，线性控制器局限性凸显，学者们尝试将非线性控制引入电力系统稳定控制。非线性反馈线性化最优控制是一种有效的尝试，然而该方法依赖于系统的准确建模。基于滑模鲁棒控制器的有功功率调制方案，通过快速调节电压源型换流器(voltage sourceconverter，简写为VSC)的传输功率，加强交流系统受到扰动后的稳定性。但滑模控制存在抖振问题，不利情况下会严重影响控制效果。基于Lyapunov能量函数设计稳定控制器，通过快速调节电压源换流器的注入功率改善系统的功角稳定性。但基于能量函数设计的控制策略以转速差为输入信号，所得控制律与同步发电机组的转速差成正比，在转速差为零时对应的功角差在该振荡周期为极值，但附加控制量为零，这种控制策略不能充分发挥控制器的调节能力。

发明内容

本发明的目的是针对现有技术的不足，提供了一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，该方法基于线性自抗扰控制(简写为LADRC)理论，以线性化实现形式设计控制器结构，是一种弱依赖于系统模型的控制方法，能够实时观测系统扰动并在控制输入中实行前馈补偿，无需系统的详细模型，对系统不同的运行方式具有很强的鲁棒性。

本发明的目的可以通过如下技术方案实现：

一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，所述方法包括如下步骤：

步骤1，根据VSC-HVDC对同步发电机组的可控能力划分出VSC-HVDC对应的可控机群，并将每个可控机群聚合为一台等效可控机组；将VSC-HVDC和其相应的等效可控机组建立成一个等效可控系统；所述可控能力由加速度作用因子c决定，所述可控机群为受VSC-HVDC调制效果明显的同步发电机组的集合；

步骤2，根据等效可控系统的状态方程，基于线性自抗扰(简写为LADRC)理论设计出一个三阶的线性扩张状态观测器(简写为LESO)及线性状态反馈控制律(简写为LSF)，并增加控制输出约束逻辑及附加直流电压越限控制；

步骤3，为防止电力系统正常运行时同步发电机组的小幅波动引起控制误动，控制策略中增设一个带有时滞的死区判断框图，作为控制器的启动条件。

本发明与现有技术相比，具有如下优点和有益效果：

本发明提供的改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，在暂态故障发生后，控制器同时针对相关同步发电机组的转速差和不平衡有功功率进行调制，能有效维持系统稳定，表现出优越的控制效果；得益于自抗扰控制能够实时观测扰动并进行补偿的优势，附加控制器无需同步发电机组和直流系统的详细模型，仅需测量及反馈少数电气距离较近的同步发电机组的转速信息，可降低控制器的通讯和计算负担，有利于工程应用；同时，控制器能够很好地适用系统运行方式的变化，具有较强的鲁棒性。

附图说明

图1为本发明实施例改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法的实现流程框图。

图2为本发明实施例送端外环有功功率控制框图。

图3为本发明实施例带有时滞的死区判定流程图。

具体实施方式

下面结合实施例及附图对本发明作进一步详细的描述，但本发明的实施方式不限于此。

实施例：

本实施例提供了一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，基于LADRC，设计了一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制器，驱动不同运行方式下的电力系统在故障后尽快稳定于新平衡点。所述方法的流程图如图1所示，包括以下步骤：

步骤1，根据VSC-HVDC对同步发电机组的可控能力划分出VSC-HVDC对应的可控机群，并将每个可控机群聚合为一台等效可控机组；将VSC-HVDC和其相应的等效可控机组建立成一个等效可控系统；所述可控能力由加速度作用因子c决定，所述可控机群为受VSC-HVDC调制效果明显的同步发电机组的集合；

步骤2，根据等效可控系统的状态方程，基于线性自抗扰(简写为LADRC)理论设计出一个三阶的线性扩张状态观测器(简写为LESO)及线性状态反馈控制律(简写为LSF)，并增加控制输出约束逻辑及附加直流电压越限控制；

步骤3，为防止电力系统正常运行时同步发电机组的小幅波动引起控制误动，控制策略中增设一个带有时滞的死区判断框图，作为控制器的启动条件。

具体地，所述步骤1中等效可控机组的聚合方式具体如下：

步骤11，在电力系统稳态情况时，基于VSC-HVDC的有功功率变化对同步发电机组电磁功率变化的影响及各机组的惯性时间常数，得到加速度作用因子c，分别在c>0和c<0区域，得到加速度作用因子的标幺值

并根据实际需求选取阈值c_TH，选择

的模(或称绝对值)大于c_TH的同步发电机组作为该VSC-HVDC的可控同步发电机组，上述所有可控同步发电机组构成该VSC-HVDC的可控机群，所述加速度作用因子c解析上反映了同步发电机组的转子角加速度受VSC-HVDC功率变化的影响；

步骤12，该VSC-HVDC包括至少1台可控同步发电机组，以同步发电机组i的加速度作用因子标幺值

为参数计算同步发电机组i的等效可控权重系数w_i，并以w_i为参数对可控机群内所有可控同步发电机组的功角和转速进行加权聚合，得到VSC-HVDC的等效可控机组，以及以等效可控机组功角和转速为状态变量的VSC-HVDC等效可控系统状态方程。

所述步骤11中加速度作用因子c的表达式如式(1)所示：

其中c_i为同步发电机组i的加速度作用因子；M_i为同步发电机组i的惯性时间常数；P_i(t)为t秒时同步发电机组i的输出电磁功率；P_dc(t)为t秒时VSC-HVDC的输送有功功率；ε为一个幅值较小的正实数；此处ε∈(0.01,0.2)。

所述加速度作用因子标幺值，是面向系统中与VSC-HVDC相关的所有同步发电机组，由于c_i在c_i>0和c_i<0区域内的最大模值不一定相同，因此应在c_i>0和c_i<0区域分别对c_i进行标幺化，如式(2)所示，然后筛选

的模

大于阈值c_TH的同步发电机组组成VSC-HVDC的可控机群：

其中阈值c_TH是实数，且取值范围是0<c_TH<1。

所述步骤12中，按式(3)计算可控机群中各同步发电机组的等效可控权重系数w_i：

对可控机群内所有可控同步发电机组的功角和转速进行加权聚合通过式(4)实现：

式中δ_i为同步发电机组i的功角；ω_i为同步发电机组i的转速；w_i为由式(3)得到的同步发电机组i的等效可控权重系数；δ_eq为等效可控机组的功角；ω_eq为等效可控机组的转速；

以δ_eq和ω_eq为状态变量的VSC-HVDC等效可控系统状态方程如式(5)所示：

式中，u_dc是VSC-HVDC附加控制量；P_dc为VSC-HVDC输送有功功率；P_mi为同步发电机组原动机功率；P_GiG为VSC-HVDC直流电磁功率中与其他同步发电机组运行状态相关的分量，该值能够由交直流系统网络方程推导得到；P_dcref为VSC-HVDC输送有功功率参考值；T_d为VSC-HVDC有功功率调节时间常数，用于模拟VSC-HVDC输送有功功率参考值改变到VSC-HVDC输送有功功率变化之间的延时，M_i为同步发电机组i的惯性时间常数，n为同步发电机组的个数。

本实施例将选择VSC-HVDC等效可控机群内的AF较大的同步发电机组作为信息反馈机群，按AF加权聚合为等效可控机组,并与VSC-HVDC建立成等效可控系统(简写为ECS)。该变换同时兼顾VSC-HVDC对不同同步发电机组的可控能力，同时还可以准确反映各同步发电机组的暂态信息。

具体地，步骤2中基于线性自抗扰理论的直流附加稳定控制设计具体步骤如下：

步骤21，根据式(5)所述的交直流系统状态方程，定义新状态变量，得到交直流系统新状态方程，使等效可控系统的转速差作为新状态方程的输出变量，使直流附加有功功率控制量作为新状态方程的输入变量。根据新状态方程定义扩张状态量，从而设计一个三阶的线性扩张状态观测器(简写为LESO)及线性状态反馈控制律(简写为LSF)；

步骤22，设计控制器输出约束逻辑，以表征换流器等直流运行设备对VSC-HVDC功率调节能力的限制；同时，设计直流电压越限控制，使控制策略在直流运行电压高于额定值一定水平时限制控制器输出信号幅值。

具体地，所述步骤21的新状态方程中，需先定义如式(6)的新状态变量：

[z₁z₂]^T＝[y dy/dt]^T (6)

把等效可控机组的转速ω_eq作为式(6)所示新状态方程的输出变量，表示为：

z₁＝y＝ω_eq (7)

求y对f和g的李导数，得：

其中w_i为同步发电机组i的等效可控权重系数；

获得以z₁为输出，以u_dc为输入的交直流系统新状态方程如式(9):

式中，z₁为等效可控机组的转速差，z₂为等效可控机组转速差导数，由式(5)知z₂与等效可控系统的功率不平衡量相关；

为未知函数；L_gL_fy为未知的新状态方程输入系数；u_dc是VSC-HVDC附加控制量，为新状态方程输入量。

线性自抗扰控制(linear active disturbance rejection control,LADRC)是由线性环节实现的自抗扰控制，其通过将影响被控输出的总扰动扩张成一个新的状态变量，然后利用线性扩张状态观测器(linear extended state observer,LESO)对系统状态变量和总扰动进行观测，根据观测的总扰动和系统状态变量设计线性状态反馈控制律。

本实施例将LADRC引入等效可控系统的线性状态反馈控制律设计中，实时观测系统扰动并在控制输入中实行前馈补偿。

具体地，所述步骤21中线性扩张状态观测器(简写为LESO)及线性状态反馈控制律(简写为LSF)设计如下：

定义如式(10)所示的扩张状态量：

式中，b₀为可调参数，此处b₀∈(0,10)；ψ代表等效可控系统的总和扰动，该总和扰动包括VSC-HVDC有功功率调节时间常数T_d数值不确定引起的扰动和等效可控系统中各可控机组不平衡有功功率微分项引起的扰动。

将ψ代入式(9)得：

式中，ζ为扩张状态量的导数，其数值有界；

针对式(9)的2阶系统设计3阶LESO如下：

式中，e₁为系统状态变量在LESO中观测值与实际值的差值；

为系统状态变量[z₁z₂ψ]^T的观测值；k₁、k₂、k₃为LESO反馈系数，通过带宽法能够确定反馈系数数值，设置观测器带宽为ω₀，ω₀∈(20,100)，则LESO反馈系数与带宽关系如式(13)所示：

s³+k₁s²+k₂s+k₃＝(s+ω₀)³ (13)

式中s为频域变量。

根据LESO得到的观测量，设计线性状态反馈控制律(linear state feedback，LSF)如下：

式中，u_dc为LSF输出信号，即本专利所设计的一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制策略的控制输出信号，v为虚拟控制律，l₁和l₂为LSF反馈系数，利用带宽法确定LSF反馈系数数值，设置带宽为ω_c(ω_c∈(5,50))，LSF反馈系数与带宽ω_c关系如式(15)所示：

s²+l₁s+l₂＝(s+ω_c)² (15)

式中s为频域变量。

进一步，送端外环有功功率控制框图如图2所示，所述步骤22中控制输出约束逻辑如式(16)所示：

u_dcmin≤u_dc≤u_dcmax (16)

式中，u_dcmin和u_dcmax分别为控制输出信号下限值和上限值，其取值由实际直流系统运行参数确定。

考虑到VSC-HVDC传输有功功率受换流器等直流运行设备最大电流约束，所述步骤22中控制输出约束逻辑对所设计的VSC-HVDC线性自抗扰控制输出信号u_dc进行约束，使VSC-HVDC线性自抗扰控制在不影响直流输电系统正常运行的前提下进行。

进一步地，所述步骤22中直流电压越限控制在VSC-HVDC送出功率受阻时，削弱VSC-HVDC线性自抗扰控制的输出信号，同时削弱VSC-HVDC传输有功功率定值，限制VSC-HVDC实际传输功率。直流电压越限控制中，设置U_dc为直流电压测量值，U_dcmax为直流电压上限值，在U_dc超过U_dcmax时，直流电压越限控制被触发，以U_dc与U_dcmax的差值为输入，通过PI控制器输出Δu_dc，并将Δu_dc叠加到VSC-HVDC线性自抗扰控制的输出信号u_dc上，直流电压越限控制中涉及的PI控制率如式(17)所示。所述步骤22中直流电压越限控制可降低VSC-HVDC送出功率受阻对直流电压稳定的不利影响。

e(t)＝U_dc-U_dcmax

Δu_dc(t)＝K[e(t)+∫e(t)dt] (17)

式中，e(t)为U_dc与U_dcmax(U_dcmax∈(1.1,1.2))的差值，K为PI控制器参数，Δu_dc为PI控制器输出信号。

步骤3所述为防止电力系统正常运行时同步发电机组的小幅波动引起控制误动，控制策略中增设一个带有时滞的死区判断框图，作为控制器的启动条件，具体实现方式为：

电力系统正常运行情况下同步发电机组转速也会产生小幅波动，这可能引起控制器误动。本实施例的死区判断流程如图3所示，该方法可抑制控制器在死区附近频繁启停引起颤抖的不良现象。具体地，步骤3中针对线性扩张状态观测器(简写为LESO)的启动判断逻辑如下：定义控制器启动判断指标为

其中λ₁、λ₂为权重系数。定义ξ为启动阈值，t_h为设定时延，t_s为满足Ω≤ξ的持续时间。当控制器启动判断指标Ω大于启动阈值ξ时，控制器被触发启动；当判断指标Ω低于启动阈值ξ的持续时间t_s大于设定时延t_h时，控制器退出运行。

以上所述，仅为本发明专利较佳的实施例，但本发明专利的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明专利所公开的范围内，根据本发明专利的技术方案及其发明专利构思加以等同替换或改变，都属于本发明专利的保护范围。

Claims (4)

1.一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，其特征在于，所述方法包括如下步骤：

步骤1，根据VSC-HVDC对同步发电机组的可控能力划分出VSC-HVDC对应的可控机群，并将每个可控机群聚合为一台等效可控机组；将VSC-HVDC和其相应的等效可控机组建立成一个等效可控系统；所述可控能力由加速度作用因子c决定，所述可控机群为受VSC-HVDC调制效果明显的同步发电机组的集合；

所述步骤1中等效可控机组的聚合方式具体如下：

步骤11，在电力系统稳态情况时，基于VSC-HVDC的有功功率变化对同步发电机组电磁功率变化的影响及各机组的惯性时间常数，得到加速度作用因子c，分别在c>0和c<0区域，得到加速度作用因子的标幺值

并根据实际需求选取阈值c_TH，选择

的模大于c_TH的同步发电机组作为该VSC-HVDC的可控同步发电机组，上述所有可控同步发电机组构成该VSC-HVDC的可控机群，所述加速度作用因子c解析上反映了同步发电机组的转子角加速度受VSC-HVDC功率变化的影响；

步骤12，该VSC-HVDC包括至少1台可控同步发电机组，以同步发电机组i的加速度作用因子标幺值

为参数计算同步发电机组i的等效可控权重系数w_i，并以w_i为参数对可控机群内所有可控同步发电机组的功角和转速进行加权聚合，得到VSC-HVDC的等效可控机组，以及以等效可控机组功角和转速为状态变量的VSC-HVDC等效可控系统状态方程；

所述步骤11中加速度作用因子c的表达式如式(1)所示：

其中c_i为同步发电机组i的加速度作用因子；M_i为同步发电机组i的惯性时间常数；P_i(t)为t秒时同步发电机组i的输出电磁功率；P_dc(t)为t秒时VSC-HVDC的输送有功功率；ε为一个幅值较小的正实数；

所述加速度作用因子标幺值，是面向系统中与VSC-HVDC相关的所有同步发电机组，由于c_i在c_i>0和c_i<0区域内的最大模值不一定相同，因此应在c_i>0和c_i<0区域分别对c_i进行标幺化，如式(2)所示，然后筛选

的模

大于阈值c_TH的同步发电机组组成VSC-HVDC的可控机群：

其中阈值c_TH是实数，且取值范围是0<c_TH<1；

所述步骤12中，按式(3)计算可控机群中同步发电机组i的等效可控权重系数w_i：

对可控机群内所有可控同步发电机组的功角和转速进行加权聚合通过式(4)实现：

式中δ_i为同步发电机组i的功角；ω_i为同步发电机组i的转速；w_i为由式(3)得到的同步发电机组i的等效可控权重系数；δ_eq为等效可控机组的功角；ω_eq为等效可控机组的转速；

以δ_eq和ω_eq为状态变量的VSC-HVDC等效可控系统状态方程如式(5)所示：

式中，u_dc是VSC-HVDC附加控制量；P_dc为VSC-HVDC输送有功功率；P_mi为同步发电机组原动机功率；P_GiG为VSC-HVDC直流电磁功率中与其他同步发电机组运行状态相关的分量，该值能够由交直流系统网络方程推导得到；P_dcref为VSC-HVDC输送有功功率参考值；T_d为VSC-HVDC有功功率调节时间常数，用于模拟VSC-HVDC输送有功功率参考值改变到VSC-HVDC输送有功功率变化之间的延时，M_i为同步发电机组i的惯性时间常数，n为同步发电机组的个数；

步骤2，根据等效可控系统的状态方程，基于线性自抗扰理论设计出一个三阶的线性扩张状态观测器及线性状态反馈控制律，并增加控制输出约束逻辑及附加直流电压越限控制；

所述步骤2的具体过程如下：

步骤21，根据等效可控系统的状态方程，定义新状态变量，得到等效可控系统新状态方程，使等效可控机组的转速差作为新状态方程的输出变量，直流附加有功功率控制量作为新状态方程的输入变量；根据新状态方程定义扩张状态量，从而设计一个三阶的线性扩张状态观测器及线性状态反馈控制律；

步骤22，设计控制输出约束逻辑，以表征直流运行设备对VSC-HVDC有功功率调节能力的限制；同时，设计直流电压越限控制，使控制策略在直流运行电压高于额定值一定水平时限制控制器输出信号幅值；

所述步骤22中设计直流电压越限控制具体过程如下：所述直流电压越限控制在VSC-HVDC送出功率受阻时，削弱VSC-HVDC线性自抗扰控制的输出信号，同时削弱VSC-HVDC传输有功功率定值，限制VSC-HVDC实际传输功率；直流电压越限控制中，设置U_dc为直流电压测量值，U_dcmax为直流电压上限值，在U_dc超过U_dcmax时，直流电压越限控制被触发，以U_dc与U_dcmax的差值为输入，通过PI控制器输出Δu_dc，并将Δu_dc叠加到VSC-HVDC线性自抗扰控制的输出信号u_dc上，直流电压越限控制中涉及的PI控制率如式(17)所示：

其中，e(t)为U_dc与U_dcmax的差值，K为PI控制器参数，Δu_dc为PI控制器输出信号，U_dcmax∈(1.1,1.2)；

所述步骤22中控制输出约束逻辑如式(16)所示：

u_dcmin≤u_dc≤u_dcmax (16)

式中，u_dcmin和u_dcmax分别为控制输出信号下限值和上限值，其取值由实际直流系统运行参数确定；

考虑到VSC-HVDC传输有功功率受直流运行设备最大电流约束，所述步骤22中控制输出约束逻辑对所设计的VSC-HVDC线性自抗扰控制输出信号u_dc进行约束，使VSC-HVDC线性自抗扰控制在不影响直流输电系统正常运行的前提下进行；

步骤3，为防止电力系统正常运行时同步发电机组的小幅波动引起控制误动，控制策略中增设一个带有时滞的死区判断框图，作为控制器的启动条件。

2.根据权利要求1所述的一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，其特征在于，所述步骤21的新状态方程中，需先定义如式(6)的新状态变量：

[z₁ z₂]^T＝[y dy/dt]^T (6)

把等效可控机组的转速ω_eq作为式(6)所示新状态方程的输出变量，表示为：

z₁＝y＝ω_eq (7)

求y对f和g的李导数，得：

其中w_i为同步发电机组i的等效可控权重系数；

获得以z₁为输出，以u_dc为输入的交直流系统新状态方程如式(9):

式中，z₁为等效可控机组的转速差，z₂为等效可控机组转速差导数，由式(5)知z₂与等效可控系统的功率不平衡量相关；

为未知函数；L_gL_fy为未知的新状态方程输入系数；u_dc是VSC-HVDC附加控制量，为新状态方程输入量。

3.根据权利要求2所述的一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方法，其特征在于，所述步骤21中线性扩张状态观测器及线性状态反馈控制律设计如下：

定义如式(10)所示的扩张状态量：

式中，b₀为可调参数；将ψ代入式(9)得：

式中，ζ为扩张状态量的导数，其数值有界；

针对式(9)的二阶系统设计三阶线性扩张状态观测器如下：

式中，e₁为系统状态变量在三阶线性扩张状态观测器中观测值与实际值的差值；

为系统状态变量[z₁ z₂ ψ]^T的观测值；k₁、k₂、k₃为三阶线性扩张状态观测器反馈系数，通过带宽法能够确定反馈系数数值，设置三阶线性扩张状态观测器带宽为ω₀，则三阶线性扩张状态观测器反馈系数与带宽关系如式(13)所示：

s³+k₁s²+k₂s+k₃＝(s+ω₀)³ (13)

式中s为频域变量；

根据三阶线性扩张状态观测器得到的观测量，设计线性状态反馈控制律如下：

式中，u_dc为线性状态反馈控制律的输出信号，v为线性状态反馈控制律的虚拟控制律，l₁和l₂为线性状态反馈控制律的反馈系数，利用带宽法确定线性状态反馈控制律的反馈系数数值，设置带宽为ω_c，线性状态反馈控制律的反馈系数与带宽ω_c关系如式(15)所示：

s²+l₁s+l₂＝(s+ω_c)² (15)

式中s为频域变量。

4.根据权利要求1所述的一种改善系统暂态稳定的VSC-HVDC线性自抗扰控制方 法，其特征在于，步骤3中针对线性扩张状态观测器的启动判断逻辑如下：定义控制器启动判断指标为

其中λ₁、λ₂为权重系数；定义ξ为启动阈值，t_h为设定时延，t_s为满足Ω≤ξ的持续时间；当控制器启动判断指标Ω大于启动阈值ξ时，控制器被触发启动；当判断指标Ω低于启动阈值ξ的持续时间t_s大于设定时延t_h时，控制器退出运行。

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