CN115117917B - 一种交直流互联系统暂态稳定控制方法及装置 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种交直流互联系统暂态稳定控制方法及装置,属于电力系统暂态稳定技术领域。本发明通过获取交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项；基于与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；基于控制参数，提高系统故障后的暂态稳定性。解决了现有的送端系统故障过程中的暂态稳定性存在难以快速有效提升的问题。

Description

一种交直流互联系统暂态稳定控制方法及装置

技术领域

本发明属于暂态稳定技术领域，尤其涉及一种交直流互联系统暂态稳定控制方法及装置。

背景技术

交直流互联系统由于直流控制部分的存在，交直流互联系统与传统交流电网系统的暂态特性差异巨大，给稳定性分析带来了较大难度。然而，正是直流控制部分的存在，使得交直流互联系统动态特性是可以人为调整的。通过更改变流器的控制方法，可以提高不同故障情况下系统的抗扰动能力，从而提升系统的暂态稳定性。因此，交直流互联系统的暂态稳定控制方法是研究的重点方向之一。

目前，对于交直流互联系统送端暂态稳定性的分析，主要集中于暂态电压分析和暂态功角分析。暂态电压分析主要聚焦于过电压抑制，当逆变侧发生换相失败时，我们通过改变送端控制方法，尽可能得抑制送端的暂态过电压，但暂态过电压的产生机理与抑制方法均已形成较为完善的分析与研究体系。暂态功角分析方法主要有人工智能法、时域仿真法和能量函数法。人工智能法是以数据驱动为基础进行问题分析，但此方法未考虑物理因果关系的约束，研究结果的可解释性较差；时域仿真法虽然其适用性强、精度高，但存在所需计算量过大，设备要求过高的缺点；能量函数法虽然计算速度快，同时可实现量化分析，但复杂器件的数学建模是构建能量函数的难点所在。综上，现有的送端系统故障过程中的暂态稳定性存在难以快速有效提升的问题。

发明内容

鉴于上述的分析，本发明旨在提供一种交直流互联系统暂态稳定控制方法及装置，用以解决现有的送端系统故障过程中的暂态稳定性难以快速有效提升的问题。

一方面，本发明提供了一种交直流互联系统暂态稳定控制方法，具体包括如下步骤：

获取交直流互联系统参数和实时测量的数据；

基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项；

基于所述与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；

基于所述控制参数，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

进一步的，所述基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项包括：

基于所述参数和数据，计算得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量；

基于所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量和动态能量函数表达式，得到所述系统当前时刻的动态能量解析表达式；

基于所述动态能量解析表达式，得到动态能量梯度表达式，并在动态能量梯度表达式中得到与控制参数有关的函数项。

进一步的，所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量分别由下式表示：

其中，T₁、T₂、T₃、T₄、T₅、T₆为与所述参数相关的常数。

进一步的，所述动态能量解析表达式由下式表示：

其中：

其中，P_m为送端端口功率，W为送端端口能量，a′、b′、c′、d′、e′为与所述参数相关的常数，δ为系统送端同步机功角，α为整流器的触发角。

进一步的，所述动态能量梯度表示为：

其中，ΔW为所述动态能量梯度，ω为转子转速、P_α为与触发角有关的动态能量梯度、P_s为系统固有动态能量梯度。

进一步的，所述与控制参数有关的函数项为P_α，P_α＝[a′sin2α+b′cos2α+c′sinα+d′cosα]。

进一步的，所述能量稳定性判据包括：当所述动态能量梯度大于0时，系统不稳定；当所述动态能量梯度小于等于0时，系统保持稳定。

进一步的，所述控制参数为整流器的触发角；所述得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数，包括：

将P_α求导，并寻找其导数过零点，即可找到的极值点，随后将送端控制器的边界条件代入，得到P_α项取最大值所对应的触发角α值。

另一方面，本发明还提供了一种交直流互联系统暂态稳定控制装置，包括：

数据采集模块，用于获取交直流互联系统参数实时测量的数据；

动态能量梯度计算模块，用于基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中找出与控制参数有关的函数项；

控制参数计算模块，用于基于所述与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；

指令输出模块，用于基于所述控制参数，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

进一步的，所述控制参数为所述系统整流器的触发角。

本发明至少可以实现下述之一的有益效果：

1、本发明通过获取交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项；基于与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数触发角α，控制所述系统实现故障后到移相触发前的暂态稳定，计算过程简单，便于实施，能够快速准确的找到使得送端动态能量累积最小的触发角，不受过渡电阻、故障时刻的影响，在其他条件不变的情况下，提升系统抗干扰能力，进而提升系统故障后的暂态稳定性。

2、本发明在不改变系统临界能量的基础上，使系统的动态能量梯度始终保持在最小值，从而使系统发生故障后，动态能量达到临界能量所需时间延长，即延长了系统临界切除时间，极大地改善了系统抵御暂态扰动的能力，解决了现有的送端系统故障过程中的暂态稳定性存在难以快速有效提升的问题。

本发明的其他特征和优点将在随后的说明书中阐述，并且，部分优点可从说明书中变得显而易见，或者通过实施本发明而了解。本发明的目的和其他优点可通过说明书、权利要求书以及附图中所特别指出的内容中来实现和获得。

附图说明

附图仅用于示出具体实施例的目的，而并不认为是对本发明的限制，在整个附图中，相同的参考符号表示相同的部件。

图1为本发明实施例交直流互联系统暂态稳定控制方法流程图；

图2为本发明实施例交直流互联系统暂态稳定控制装置结构图；

图3为本发明实施例交直流互联系统故障示意图；

图4为本发明实施例交直流互联系统直流线路接地短路示意图；

图5为本发明实施例整流器导通状态图；

图6为本发明实施例移相触发时间为2.18s时的系统轨迹对比图；

图7为本发明实施例移相触发时间为2.18s时的系统参数时域对比图；

图8为本发明实施例未采用暂态稳定控制方法和采用暂态稳定控制方法情况下系统达到临界稳定状态的轨迹对比图；

图9为本发明实施例未采用暂态稳定控制方法和采用暂态稳定控制方法情况下系统达到临界稳定状态的系统参数时域对比图。

具体实施方式

下面结合附图来具体描述本发明的优选实施例，其中，附图构成本申请一部分，并与本发明的实施例一起用于阐释本发明的原理，并非用于限定本发明的范围。

方法实施例

实施例1

本发明的一个具体实施例，公开了一种交直流互联系统暂态稳定控制方法，具体包括如下步骤：

步骤S1：获取交直流互联系统参数和实时测量的数据。

交直流互联系统包括：送端电网同步机首先经过变压器进行升压，之后经过两条并联的输电线输送到受端电网，一条输电线路为交流线路，另一条输电线路为经过整流器和逆变器的直流线路。

具体的，交直流互联系统参数包括交直流互联系统送端电气量参数：同步机端口变压器变比k_G、整流器端口Y桥变压器变比k_R、交流线路送端变压器变比k_ACR、交流线路受端的变压器变比k_ACI、同步机内电感L_d、送端端口功率P_m、交流线路电感L_AC以及整流侧平波电抗器电感L_R；受端参数受端电网电压U；实时测量的数据包括：同步机内电势e、转子转速ω和同步机功角δ。

步骤S2：基于交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项。

需要说明的是，实时进行测量数据的获取，能够在故障发生前，实时进行该流程，以便在故障发生后以及移相触发前实现暂态稳定。

具体的，该步骤S2包括以下步骤：

步骤S21：基于交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量，分别表示为：

其中，i_G和u_G分别表示同步机端口电流、电压；T₁、T₂、T₃、T₄、T₅、T₆为与交直流互联系统参数相关的常数，δ为系统送端同步机功角，α为整流器的触发角。

T₁、T₂、T₃、T₄、T₅、T₆的计算公式如下：

其中，U_m为受端电网电压幅值；E_m为同步机内电势幅值；

步骤S22：基于同步机端口电流、电压的d、q轴分量和动态能量函数表达式，得到系统当前时刻的动态能量解析表达式。

具体的，动态能量函数表达式为：

W＝∫P_mdδ-[∫i_Gddu_Gq-i_Gqdu_Gd+∫(i_GduG_d+i_Gqu_Gq_dδ]； (4)

将式(1)、(2)代入式(4)，得到动态能量解析表达式：

W＝∫P_mdδ-∫[a′sin2α+b′cos2α+c′sinα+d′cosα+e′]dδ； (5)其中：

步骤S23：基于动态能量解析表达式，得到动态能量梯度表达式，并在动态能量梯度表达式中得到与控制参数有关的函数项。

具体的，动态能量梯度表达式如下：

ΔW₁＝ω[P_m-(a′sin2α+b′cos2α+c′sinα+d′cosα+e′)]＝ω(P_m-P_α-P_s)； (7)

其中，P_α为与触发角α相关的动态能量梯度，P_s为系统固有动态能量梯度，分别表示为：

由式(7)和式(8)可见，在系统故障前或者系统发生故障后到移相触发前的过程中，与控制器相关的动态能量梯度仅有P_α一项。

步骤S3：基于与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数。

具体的，能量稳定性判据包括：动态能量梯度反映单位时间内系统累积或者耗散动态能量的速度，当动态能量梯度大于0时，系统不断积累动态能量，系统不稳定；当动态能量梯度小于等于0时，系统不断耗散动态能力，系统稳定。

具体的，所述控制参数为整流器的触发角。

由式(7)的动态能量梯度表达式可见，由于P_m及P_s均为定值，而P_α项之前的符号为负，所以要实现系统当前时刻动态能量梯度保持在最小值，就要调整送端整流器的触发角，使得P_α保持最大。将P_α求导，并寻找其导数过零点，即可找到的极值点，随后将送端控制器的边界条件代入，得到P_α项取最大值所对应的触发角α值。

步骤S4：基于控制参数整流器的的实时值，进行直流系统送端控制器在移相触发前的实时控制，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

具体的，在直流线路发生故障后，系统不能瞬间监测到故障，而是按照原来的运行控制行为继续运行一段时间，在此过程中，根据实时计算的整流器的触发角α值，进行移相触发前触发角的控制，避免系统整流器端口短路电流可能发生的瞬时大幅上升，系统电气量大幅波动；

当监测到故障点后，系统将进行移相触发操作，故障线路整流侧变流器触发角强制设定为120°，即触发角α值将直接更新为120°，

现有技术中故障发生后至移相触发前这一阶段存在不稳定的状态，本发明由于在移相触发前实时进行触发角值的计算，能够保证在故障发生后至移相触发前的过程中，以实时计算的触发角α值进行控制，以便提高系统在故障发生后暂态稳定性。

具体的，使P_α取得最大值的触发角α，为直流系统送端控制器实时输出的触发角指令值。

下面，对本实施例中方案的原理进行如下说明：

一、基于交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量，具体原理和推导过程如下：

1、交直流互联系统直流线路故障情况下，系统的动作流程包括移相触发前的过程和移相触发中的过程。

具体的，移相触发前，在直流线路发生故障后，系统不能瞬间监测到故障，而是按照原来的运行控制行为继续运行一段时间，在此过程中，整流器端口短路电流将瞬时大幅上升，系统电气量大幅波动；当系统监测到故障点后，系统将进行移相触发操作，系统处于移相触发中的过程，故障线路整流侧变流器触发角强制设定为120°，直流系统累积的短路能量返送至交流侧，短路电流迅速下降。

2、求解同步机端口、整流器端口以及交流线路端口的电压、电流表达式。

图3为交直流互联系统故障示意图，图4为交直流互联系统直流线路接地短路示意图，图5为交直流互联系统整流器导通状态图。

将图4中送端同步机等效为二阶模型，受端等效为一无穷大电网。以同步机A相电动势相角为零作为参考相位，则同步机三相内电势e表达式与受端电网的三相电压u表达式可以分别表示为：

以图3中送端同步机A相电流i_ga作为中间变量，求解同步机端口、整流器端口以及交流线路端口的电压、电流表达式。

1)同步机端口电压表达式：

根据同步机端口的电气结构，得到同步机端口电压表达式为：

其中，u_Ga表示同步机端口高压侧A相电压；

由图3可以看出，同步机端口、整流器端口及交流线路端口汇于一点，因此各端口电压表达式均如上式所示。

2)同步机端口电流表达式：

根据同步机端口的电气结构，得到同步机端口电流A相表达式：

其中，i_Ga表示同步机端口高压侧A相电流；

3)整流器端口电流表达式：

由式(9)所列的相位条件可知，D、Y两桥均为CB线电压最大，因此晶闸管的导通状态应为D、Y桥均为5、6阀导通，此时整流器的网络拓扑如图4所示。D、Y两桥整流侧变压器低压侧A、B、C三相电流分别为0、-i_dc、i_dc。结合式(11)，可以得到直流线路电流的表达式为：

i_dc＝K₁cos(ωt+α+120°)-K₂i_gc (13)

其中：

由图5所示的导通状态可知，整流器端口电流与直流电流的关系为：

其中，i_R为整流器端口电流，i_d为直流电流；

随后将式(13)代入式(15)，可得整流器端口A相电流为：

4)交流线路端口电流表达式：

根据线路的电气结构，可以得到线路端口A相电流为：

其中，i_ACa表示交流线路电流；

综上，已求出各端口以i_ga作为中间变量的电压、电流表达式。为将各电气量显示表达，消去中间变量，根据KCL定理，有：

i_Ra+i_ACa＝i_Ga (18)

将之前得到的式(12)、(16)及(17)代入式(18)中，整理可得同步机端口A相电流表达式为：

同理，同步机端口高压侧A相电压表达式为：

其中，

将上述电气量由静止坐标系转换至dq坐标系，dq变换公式为：

其中，x为通式表示符，可以代表电流i，也可以代表电压u；

分别将式(19)及式(21)代入式(22)进行dq变换，可以得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量表达式为：

二、基于同步机端口电流、电压的d、q轴分量，分别系统当前时刻的动态能量梯度，并在动态能量梯度中找出与控制参数有关的函数项，在此基础上，依据能量稳定性判据，确定使系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的触发角，具体推导过程如下：

首先，在故障全过程中，整流器仍正常导通，但其电气量在短时间内将发生大幅度波动。考虑到准稳态模型无法反映短暂过程中系统的状态变化，因此，通过对节点瞬时电压及节点瞬时电流沿轨迹积分，构建动态能量函数表达式为：

将之前得到的式(23)与式(24)代入式(25)，得到系统当前时刻的动态能量解析表达式为：

其中：

将动态能量进行微分，并将其定义为动态能量梯度。

1)系统当前时刻的动态能量梯度：

将式(26)进行微分，可以得到系统当前时刻的动态能量梯度表达式为：

其中：

2)移相触发中过程动态能量梯度：

当系统发生故障后，在移相触发过程中，直流送端的触发角将被系统强制设定为120°，将其代入式(28)，则可得到移相触发过程内的动态能量梯度表达式，如式(30)所示：

其中：P′_α表示移向触发中触发角为120度的动态能量梯度；

综上，系统当前时刻的动态能量梯度中，与控制器相关的动态能量梯度仅有P_α一项。

依据能量稳定性判据“动态能量梯度反映单位时间内系统累积或者耗散动态能量的速度，当动态能量梯度大于0时，系统不断积累动态能量，系统不稳定；当动态能量梯度小于等于0时，系统不断耗散动态能力，系统稳定”，应调整控制方法，改变P_α的大小，使得系统一旦发生故障，能在发生故障后所累积的动态能量最小。

确定暂态稳定控制方法，使得系统在发生故障后所累积的动态能量最小，具体如下：

从式(28)中可以看出，P_s及P_m均为定值，而与控制器相关的P_α项之前的符号为负，所以要系统动态能量梯度保持在最小值，就是要实时调整送端整流器的触发角，使得P_α保持最大。

对式(29)中P_α项求导并变换，可得：

考虑到送端触发角α的取值范围为[0,90°]，则：

将式(32)中sinα用α代替，可得：

令式(34)为零，则可将求P_α项极值点的问题转化为求式(35)的零点问题：

g(x)＝ax⁴+bx³+cx²+dx+e＝0 (35)

其中：

由此可以看出此方程为一元四次方程，其通解为：

其中：

将x₁、x₂、x₃、x₄以及触发角α的边界值0°及90°代入式(28)中，即可得到动态能量梯度中，与控制器参数相关的功率项P_α最大值。

使P_α取得最大值的触发角α，为最终直流系统送端控制器实时输出的触发角指令值。该指令值可以使得在移相触发前过程内，系统的动态能量梯度始终保持在最小值，从而降低系统一旦发生故障后累积的动态能量速率，在其他条件不变的情况下，提升系统抗干扰能力，进而提升系统故障后的暂态稳定性。

本实施例提供的一种交直流互联系统暂态稳定控制方法，通过获取交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项；基于与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数触发角α，提升系统故障后的暂态稳定性。

本实施例计算过程简单，便于实施，能快速准确的找到使得送端动态能量累积最小的触发角，不受过渡电阻、故障时刻的影响，在其他条件不变的情况下，提升系统抗干扰能力，进而提升系统故障后的暂态稳定性。

本实施例在不改变系统临界能量的基础上，使系统的动态能量梯度始终保持在最小值，从而使系统动态能量达到临界能量所需时间延长，极大地改善了系统抵御暂态扰动的能力，解决了现有的送端系统故障过程中的暂态稳定性存在难以快速有效提升的问题。

实施例2

本发明的另一个具体实施例，公开了一种交直流互联系统暂态稳定控制方法，具体包括如下步骤：

步骤S201：获取交直流互联系统参数和实时测量的数据。

具体的，表1为交直流互联系统主要参数：

表1交直流互联系统主要参数

步骤S202：基于交直流互联系统参数和实时测量的数据，计算系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项，P_α＝[a′sin2α+b′cos2α+c′sinα+d′cosα]；

步骤S203：基于与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数整流器的触发角α的值。

步骤S204：基于控制参数整流器的的实时值，进行直流系统送端的在移相触发前的实时控制，提稿所述系统故障后的暂态稳定性。

本实施例设置场景1：设置故障发生在2s，移相触发操作发生在2.18s，对比分析暂态稳定控制方法对系统动态能量累积的影响。采用暂态稳定控制方法和未采用暂态稳定控制方法的系统轨迹仿真结果对比如图6所示。

在图6中，曲线a-b-c为未采用暂态稳定控制方法情况下，系统在发生故障后的轨迹，曲线A-B-C为采用暂态稳定控制方法下，系统在发生故障后的轨迹。A点与a点重合，为系统轨迹的起始点，设置在A点(a点)发生故障，随后系统轨迹摆开，送端同步机转速开始超过同步转速，同时功角开始增加，系统轨迹逐渐滑向失稳边缘。b点与B点分别为采用控制方法前后的移相触发时刻所对应的系统轨迹点，c点与C分别为采用控制方法前后的去游离时刻所对应的系统轨迹点。

由图6可知，对于未采用暂态稳定控制方法的系统轨迹而言，系统在b点的动态能量为5.611p.u.，同步机功角为68.071°，转子转速为1.017p.u.；而系统在c点达到动态能量的最大值6.725p.u.，同步机功角为71.376°，转子转速为1.018p.u.。对于采用暂态稳定控制方法下的系统轨迹而言，系统在B点的动态能量为3.940p.u.，同步机功角为67.292°，转子转速为1.016p.u.；而系统在C点达到动态能量的最大值4.669p.u.，同步机功角为70.403°，转子转速为1.017p.u.。具体的系统参数与优化幅度如下表2所示。

表2移相触发时间为2.18s时系统参数与优化幅度

通过对比可以看出，在移相触发开始时刻和去游离开始时刻，采用暂态稳定控制方法的系统轨迹，不管是动态能量、同步机功角还是转子转速，都低于未采用暂态稳定控制方法的系统轨迹。动态能量、同步机功角和转子转速的变化越小，说明系统越稳定，验证了暂态稳定控制方法的有效性。

系统参数的时域变化情况如图7所示。图7(a)为动态能量的时域变化情况，图7(b)为同步机功角的时域变化情况，图7(c)为转子转速的时域变化情况。实线曲线是未采用暂态稳定控制方法，虚线曲线是采用暂态稳定控制方法。在各图中，虚线曲线均位于实线曲线之下，说明在全时域内，采用暂态稳定控制方法的系统状态量增长幅度均低未采用暂态稳定控制方法的情况，说明了系统暂态稳定性高，验证了本方法的有效性。

本实施例设置场景2：设置系统故障时间发生在2s。在未采用暂态稳定控制方法时，移相触发时间设置为2.248s；在采用暂态稳定控制方法时，移相触发时间设置为2.287s。采用控制方法前后的系统轨迹仿真结果对比如图8所示。

在图8中，曲线a-b-c为未采用暂态稳定控制方法情况下，系统在发生故障后的轨迹，曲线A-B-C为采用暂态稳定控制方法情况下，系统在发生故障后的轨迹。A点与a点重合，为系统轨迹的起始点，设置在A点(a点)发生故障，随后系统轨迹摆开，送端同步机转速超过同步转速，同时功角逐渐增加，系统轨迹滑逐渐向失稳边缘。b点与B点分别为采用控制方法前后的移相触发时刻所对应的系统轨迹点，c点与C点分别为采用控制方法前后的去游离时刻所对应的系统轨迹点，d点与D点分别为采用控制方法前后的功角最大值点。

由图8可知，d点以及D点所对应的功角值相同，均为121.095°，且转速值都为1.000p.u.，表明两条轨迹在各自的移相触发时间下，都达到了临界稳定状态。同时，暂态稳定控制方法并没有改变系统的稳定极限，所以其保持相同的临界能量，这可以从c点及C点看出。在c点与C点处，系统的动态能量为11.760p.u.，表明两轨迹均为临界稳定轨迹。但二者所对应的转速和功角则有些许不同，c点处的转速为1.018p.u.，功角为90.322°；C点处的转速为1.015p.u.，功角为98.033°。

通过对比看出采用暂态稳定控制方法的情况下，相比于未采用暂态稳定控制方法，在达到临界能量时，系统的转速更低，功角更大。这表明了此控制方法更好的执行了降低动态能量梯度的方法，通过以空间换时间的方法，以不改变临界能量为前提，提升了系统的临界切除时间，提升幅度达到15.73％，验证了本方法的正确性及有效性。

同理，图9(a)是动态能量的时域变化情况，图9(b)是同步机功角的时域变化情况，图9(c)是转子转速的时域变化情况。实线曲线为未采用暂态稳定控制方法，虚线曲线为采用暂态稳定控制方法。由图9(b)可以看出，两种情况下的临界功角相同，均为121.095°，所以控制方法的采用没有影响到系统的稳定极限，所以可以将未采用控制方法下的临界能量视作暂态稳定控制方法下的临界能量。

由图9(c)可知，两种情况下的临界能量相同，但采用本发明的暂态稳定控制方法时，需要更长的时间才会使系统的动态能量达到临界能量，证明了该方法可以降低系统故障后的动态能量梯度，从而延长了系统临界切除时间，提升了系统抵御失稳的能力。

装置实施例

一种交直流互联系统暂态稳定控制装置,包括：

数据采集模块，用于获取交直流互联系统参数实时测量的数据；

动态能量梯度计算模块，用于基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中找出与控制参数有关的函数项；

控制参数计算模块，用于基于所述与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；

指令输出模块，用于基于所述控制参数，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明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揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。

Claims (7)

1.一种交直流互联系统暂态稳定控制方法,其特征在于，包括如下步骤：

获取交直流互联系统参数和实时测量的数据；

基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中确定与控制参数有关的函数项，包括：基于所述参数和数据，计算得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量；基于所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量和动态能量函数表达式，得到所述系统当前时刻的动态能量解析表达式；基于所述动态能量解析表达式，得到动态能量梯度表达式，并在动态能量梯度表达式中得到与控制参数有关的函数项；其中，所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量分别由下式表示：T₁、T₂、T₃、T₄、T₅、T₆为与所述参数相关的常数；所述动态能量解析表达式由下式表示：其中：P_m为送端端口功率，W为送端端口能量，a'、b'、c'、d'、e'为与所述参数相关的常数，δ为系统送端同步机功角，α为整流器的触发角；

基于所述与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；

基于所述控制参数，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

2.根据权利要求1所述的控制方法，其特征在于，所述动态能量梯度表示为：

其中，ΔW为所述动态能量梯度，ω为转子转速、P_α为与触发角有关的动态能量梯度、P_s为系统固有动态能量梯度。

3.根据权利要求2所述的控制方法，其特征在于，所述与控制参数有关的函数项为P_α，P_α＝[a'sin2α+b'cos2α+c'sinα+d'cosα]。

4.根据权利要求3所述的控制方法，其特征在于，所述能量稳定性判据包括：当所述动态能量梯度大于0时，系统不稳定；当所述动态能量梯度小于等于0时，系统保持稳定。

5.根据权利要求4所述控制方法，其特征在于，所述控制参数为整流器的触发角；所述得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数，包括：

将P_α求导，并寻找其导数过零点，即可找到的极值点，随后将送端控制器的边界条件代入，得到P_α项取最大值所对应的触发角α值。

6.一种交直流互联系统暂态稳定控制装置,其特征在于，包括：

数据采集模块，用于获取交直流互联系统参数实时测量的数据；

动态能量梯度计算模块，用于基于所述参数和数据，计算所述系统当前时刻的动态能量梯度，在动态能量梯度中找出与控制参数有关的函数项，包括：基于所述参数和数据，计算得到同步机端口电流、电压的d、q轴分量；基于所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量和动态能量函数表达式，得到所述系统当前时刻的动态能量解析表达式；基于所述动态能量解析表达式，得到动态能量梯度表达式，并在动态能量梯度表达式中得到与控制参数有关的函数项；其中，所述同步机端口电流、电压的d、q轴分量分别由下式表示： T₁、T₂、T₃、T₄、T₅、T₆为与所述参数相关的常数；所述动态能量解析表达式由下式表示：其中：P_m为送端端口功率，W为送端端口能量，a'、b'、c'、d'、e'为与所述参数相关的常数，δ为系统送端同步机功角，α为整流器的触发角；

控制参数计算模块，用于基于所述与控制参数有关的函数项和能量稳定性判据，得到使所述系统当前时刻所累积动态能量取得最小值所对应的控制参数；

指令输出模块，用于基于所述控制参数，提高所述系统故障后的暂态稳定性。

7.根据权利要求6所述的控制装置，其特征在于，所述控制参数为所述系统整流器的触发角。