JP2006262655A - Transfer function calculating method and program of generator torque for evaluating pss control parameters - Google Patents
Transfer function calculating method and program of generator torque for evaluating pss control parameters Download PDFInfo
- Publication number
- JP2006262655A JP2006262655A JP2005078677A JP2005078677A JP2006262655A JP 2006262655 A JP2006262655 A JP 2006262655A JP 2005078677 A JP2005078677 A JP 2005078677A JP 2005078677 A JP2005078677 A JP 2005078677A JP 2006262655 A JP2006262655 A JP 2006262655A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- transfer function
- generator
- pss
- load
- type pss
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Images
Landscapes
- Supply And Distribution Of Alternating Current (AREA)
Abstract
Description
本発明は、電力系統の安定化を図る電力系統安定化装置(Power System Stabilizer、以下PSSと略記する。)についてその制御定数を評価する際に用いる発電機トルク伝達関数の算出方法及びそのプログラムに関するものである。 TECHNICAL FIELD The present invention relates to a method for calculating a generator torque transfer function used for evaluating a control constant of a power system stabilizer (Power System Stabilizer, hereinafter abbreviated as PSS) for stabilizing the power system, and a program therefor. Is.
大都市近傍への発電所立地難による電源の大容量化・遠隔偏在化や電力融通の広域連系を背景とする電力系統の大規模化・複雑化が進んでいる。従って、発電機単体に起因する1秒周期程度の短周期動揺現象(以下、ローカルモード)だけではなく、系統の広域に影響するダンピングの悪い3秒周期程度の長周期動揺現象(以下、広域モード)が発生して、系統の安定度に悪影響を与えることが懸念される。 Due to the difficulty of locating power plants in the vicinity of large cities, the power system is becoming larger and more complex due to the increased capacity and remote distribution of power sources and wide-area interconnection of power interchange. Therefore, not only a short-period oscillation phenomenon (hereinafter referred to as local mode) of about 1 second due to the generator alone, but also a long-period oscillation phenomenon (hereinafter referred to as wide-area mode) of about 3 seconds with poor damping affecting the wide area of the system. ) May occur and adversely affect the stability of the system.
このような、大規模電力系統の安定化については発電機励磁装置に付加されるPSSが有効である。PSSは、発電機励磁装置の一要素として、電力系統の動揺を発電機有効電力、角速度などの変化から検出し、この検出値に従って系統の動揺を抑制するための安定化信号を生成し、この安定化信号を発電機励磁系の端子電圧設定値に付加して界磁電圧を調整し、電力動揺を抑制するようになっている。 For stabilization of such a large-scale power system, PSS added to the generator excitation device is effective. As an element of the generator excitation device, the PSS detects the fluctuation of the power system from changes in the generator active power, angular velocity, etc., and generates a stabilization signal for suppressing the fluctuation of the system according to the detected value. A stabilization signal is added to the terminal voltage setting value of the generator excitation system to adjust the field voltage to suppress power fluctuation.
現用のPSSの制御定数設計手法は図1に示すように、電力系統を一機無限大母線系統に縮約したボード線図を用いたもので、ローカルモードの抑制には効果があるが、発電機と無限大母線の位相差が大きくなるので、広域モードの動揺を実現することができず、それ故広域モードの抑制対策が困難であった。 As shown in Fig. 1, the current PSS control constant design method uses a Bode diagram in which the power system is reduced to a one-machine infinite bus system, and is effective in suppressing local mode. Since the phase difference between the machine and the infinite bus becomes large, it is impossible to realize the fluctuation of the wide area mode, and therefore, it is difficult to suppress the wide area mode.
そこで、広域モードの安定化を図る縮約モデルが開発されている。これは、同期機の動揺周期の基本式並びに連系系統の動揺現象に着目し、同期機と縮約点の間に中間負荷を導入したもの(1機中間負荷モデル)である。(非特許文献1)
この縮約モデルでは、中間負荷の有効電力PLと発電機の有効電力Pgを等しくし、無効電力QLは中間点と無限大母線の電圧が等しくなるように定めている。また中間負荷の位置は、発電機近傍に適当に設置されている。この状態で発電機の無効電力Qgをパラメータとして中間負荷と無限大系統母線のリアクタンスXsを変化させると長周期動揺を実現することが可能としている。 In this contraction model, the active power P L of the intermediate load is made equal to the active power P g of the generator, and the reactive power Q L is determined so that the voltages at the intermediate point and the infinite bus are equal. The position of the intermediate load is appropriately installed near the generator. It is possible to realize a medium load and long-period fluctuation when the infinite system changes the generatrix of reactance X s reactive power Q g the generator as a parameter in this state.
しかし、実際の電力系統ではPL=Pgとはならず、負荷の位置も適切でない。また長周期動揺から求めるリアクタンスXsは実際の電力系統に存在する動態不安定現象を反映しているとはいえない。さらに、1機中間負荷モデルでは、縮約した発電機近傍の負荷が動態安定度に与える影響を考慮していないが、負荷の電圧特性は発電機の動態安定度だけでなく、PSSの制御定数設定についても影響を与えていると考えられる。負荷は季節や時間帯によって変動するからである。それ故、かかる不正確な条件を利用して求められた発電機トルク伝達関数は不正確である。このような不正確な発電機トルク伝達関数を利用して、PSS制御定数の適否を評価することは問題があるため、最終的には実際の多機系統による安定度解析によって、PSSの制御定数の適否を評価せねばならず、その労力が過大となっていた。 However, in an actual power system, P L = P g is not satisfied, and the position of the load is not appropriate. In addition, the reactance Xs obtained from long-period fluctuation does not reflect the dynamic instability phenomenon existing in the actual power system. Furthermore, in the one-machine intermediate load model, the influence of the reduced load near the generator on the dynamic stability is not considered, but the voltage characteristics of the load are not only the dynamic stability of the generator but also the control constant of the PSS. The setting is also considered to have an influence. This is because the load varies depending on the season and time zone. Therefore, the generator torque transfer function determined using such inaccurate conditions is inaccurate. Since it is problematic to evaluate the suitability of the PSS control constant using such an inaccurate generator torque transfer function, the control constant of the PSS is finally determined by the stability analysis by an actual multi-machine system. It was necessary to evaluate the suitability of the system, and the labor was excessive.
また、PSSには、一般的に電力系統の動揺を発電機有効電力の変化から検出するΔP型PSSと角速度の変化から検出するΔω型PSSがあるが、非特許文献1では、各PSSの抑制効果を独立に設計している。独立に設計したΔP型PSSとΔω型PSSは場合によっては相互に干渉し合うために、多機系統による安定度解析によりPSSの制御定数の修正が必要であり、ΔP型とΔω型の抑制効果を一括して考慮し、設計することが望まれている。 In general, PSS includes ΔP-type PSS that detects fluctuations in the power system from changes in generator active power and Δω-type PSS that detects from changes in angular velocity. The effect is designed independently. Since the independently designed ΔP-type PSS and Δω-type PSS interfere with each other in some cases, it is necessary to correct the control constant of the PSS by stability analysis using a multi-machine system. It is desired to design and consider all of them.
そこで本発明者は、まず最初の問題を解決すべく、電力系統を1機1負荷で表す系統縮約方法として発電機の位相や負荷の電圧特性を保存する系統縮約方法(1機1負荷3ブランチ)を用いることを思い付いた(非特許文献2)。この縮約方法を用いて多機系統を1機1負荷に縮約することにより、1機中間負荷モデルの外部リアクタンスが求まり、実際の電力系統に存在する動態不安定現象が反映できることになる。
上述した非特許文献2には以下の内容が記載されている。まず、図14(イ)に示すように、2つの部分系統が並列された縮約前の系統を、図14(ロ)に示すように、1つの系統に縮約することを考える。つまり、縮約点Aと発電機Gとの間に直列接続した2本のブランチBを介在すると共に、その2本のブランチBの間に介在するノードNから別のブランチBを分岐して末端に負荷Lを接続する系統である。 Non-Patent Document 2 described above describes the following contents. First, as shown in FIG. 14 (a), it is considered that a system before contraction in which two partial systems are paralleled is contracted into one system as shown in FIG. 14 (b). That is, two branches B connected in series between the contraction point A and the generator G are interposed, and another branch B is branched from the node N interposed between the two branches B to be terminated. It is the system which connects load L to.
ここで下記式(b1)によって表されるように、
縮約前後で、発電機θGの送電端有効電力による加重平均を保存(一致、或いは近似)すること、及び負荷θLの受電端有効電力による加重平均を保存することを条件とすると、以下の関係式(b6)(b7)が得られる。
ここで、縮約後の3つのブランチのインピーダンスZS、ZG、ZL、を求めるには、複素位相θG、θLの関係式(b2)〜(b7)と、縮約点から下位系統を見た短絡容量(ZS+ZG+Xd’)を求める既存の一般式(短絡容量法)を用いる。ここでXd’は、縮約後の発電機の直軸過渡リアクタンスであって、別途、一般式で求まる。そうすると、関係式(b3)と(b6)、並びに関係式(b5)と(b7)がそれぞれ一つの関数式にまとまり、これら二つの関数式に、上述の短絡容量を求める既存の一般式を用いれば、未知数(ZS、ZG、ZL)3つに対してかかる未知数を変数とする関係式が3式あるので、未知数が求まる。そして、下位系統が複雑かつ大規模であっても、上記手順を繰り返すことにより、最終的に1機1負荷3ブランチに縮約することが可能である旨が指摘してある。 Here, in order to obtain the impedances Z S , Z G , Z L of the three branches after contraction, the relational expressions (b2) to (b7) of the complex phases θ G , θ L and the lower order from the contraction point The existing general formula (short-circuit capacity method) for determining the short-circuit capacity (Z S + Z G + Xd ′) by looking at the system is used. Here, Xd ′ is the direct-axis transient reactance of the generator after contraction, and is obtained by a general formula separately. Then, the relational expressions (b3) and (b6) and the relational expressions (b5) and (b7) are combined into one function expression, and the existing general expression for obtaining the short-circuit capacity described above is used for these two function expressions. For example, for three unknowns (Z S , Z G , Z L ), there are three relational expressions using such unknowns as variables, so the unknowns can be obtained. And it is pointed out that even if the subordinate system is complex and large-scale, it is possible to finally reduce it to one machine, one load and three branches by repeating the above procedure.
上述した1機1負荷3ブランチ法では、負荷ブランチのインピーダンスを考慮しているので、負荷の電圧安定性が保存され、精度の高い電力系統の安定度計算ができると考えられる。 In the one-machine, one-load, three-branch method described above, since the impedance of the load branch is taken into consideration, it is considered that the voltage stability of the load is preserved and the stability of the power system can be calculated with high accuracy.
本発明は上記実情を考慮して創作されたもので、その目的は、実際の電力系統に存在する動態不安定現象を反映したモデル(1機1負荷3ブランチ)を採用すると共に、ΔP型PSSとΔω型PSSの抑制効果を一括して考慮することにより、PSSの制御定数の評価をしやすくし、制御定数の修正作業をできる限り簡素化できるようにすることである。 The present invention was created in consideration of the above circumstances, and its purpose is to adopt a model (one machine, one load, three branches) reflecting a dynamic instability phenomenon existing in an actual power system, and a ΔP type PSS. And the suppression effect of the Δω-type PSS are considered together, thereby making it easy to evaluate the control constant of the PSS and simplifying the correction work of the control constant as much as possible.
発電機近傍の負荷特性を考慮した1機1負荷3ブランチモデルにおけるPSSの動揺抑制効果を把握する方法は次のとおりとなる。動態安定度が問題となるのは主系統と疎連系する部分系統であり、それを縮約すると図2のように表現される。過渡安定度では負荷ブランチのインピーダンスが問題になるが、微小変化分を扱う動態安定度解析では負荷ブランチの作用は負荷の電圧特性に含めて扱うことができる。 The method of grasping the PSS fluctuation suppression effect in the one-machine, one-load, three-branch model considering the load characteristics in the vicinity of the generator is as follows. The dynamic stability is a problem in a partial system that is loosely connected to the main system, and when it is reduced, it is expressed as shown in FIG. In transient stability, the impedance of the load branch becomes a problem, but in the dynamic stability analysis that handles minute changes, the action of the load branch can be included in the voltage characteristics of the load.
このとき、潮流状態は(1−1)から(1−5)式のようになる。
これらの微小変化分については(2)〜(6)式のようになる。
ここで、負荷分岐点における有効・無効電力の微小変化分のバランス条件は下記式(8−1)、(8−2)で表される。
ここで、(10−1)式を(2)、(3)式に代入してΔδl(エル)、ΔVl(エル)を消去してみると(11)(12)式のようになる。
発電機内部については(13)〜(19)式のようになる。
ここで、(11)、(12)式におけるPg1、Pg2、Qt1、Qt2を用いてId、Iqの微小変化分を下記(20−1)(20−2)式のように計算する。
また、Vd、Vqの微小変化分を下記(21)、(22)式のように計算する。
、Qt の微小変化分を下記(23)(24)式のように求める。
, Qt is obtained by the following equations (23) and (24).
続いて、(26)式を(11)式に代入して下記式(27)の結果を得る。
界磁磁束の最も基本的な記述は下記(30)式のとおりである。
図3のブロック図から界磁磁束ψfdについて整理すると下記(37)式となる。
また、AVRブロック図は図4のように表されることからAVR伝達関数F(s)は下記式(38−1)で表される。
また、PSSブロック図は図5のように表されることから、G(s)は下記式(38−2)のように表される。
Δω型PSS定数としてはTrω:Δω型PSSのリセット回路時定数、 Gω:Δω型PSSの定常ゲイン、Tuu1:Δω型PSSの位相進み補償時定数第1段、Tuu2:Δω型PSSの位相進み補償時定数第2段、Tdd1:Δω型PSSの位相遅れ補償時定数第1段、Tdd2:Δω型PSSの位相遅れ補償時定数第2段。
Since the AVR block diagram is expressed as shown in FIG. 4, the AVR transfer function F (s) is expressed by the following equation (38-1).
Further, since the PSS block diagram is represented as shown in FIG. 5, G (s) is represented as the following equation (38-2).
[Delta] [omega type PSS as constant T rω: Δω type PSS reset circuit time constant, G omega: steady-state gain of [Delta] [omega type PSS, T UU1: first stage phase lead compensation time constant of [Delta] [omega type PSS, T uu2: Δω type PSS Phase lead compensation time constant second stage, T dd1 : Δω-type PSS phase delay compensation time constant first stage, T dd2 : Δω-type PSS phase delay compensation time constant second stage.
また、発電機固有の制動力を除いた同期化トルク係数Ks、 制動トルク係数 Kd を式(37)、式(38)を用いて式(39)(39−1)のように定義する。
安定性判別には開ループ一巡伝達関数のゲイン余裕または位相余裕が使えることは広く知られている。同期化・制動トルク係数はΔδからΔPgに至るルートのいわばフィードバック・ゲインに相当する量である。フォワード・ゲインはいうまでもなく−ΔPgからΔδに至る発電機回転子のルートであり、Δω型PSSは既にΔP型に繰り込んでいるので、発電機回転子伝達関数は下記式(43)のように書ける。
従って開ループ一巡伝達関数は、工学的には位相反転している状態を正とするので、発電機トルク伝達関数と発電機回転子伝達関数を利用して下記式(44)のように書ける。
そして閉ループ一巡伝達関数は下記式(45)のように表せる。
一方、1機無限大母線(ローカルモード)のPSS制御定数の安定性を判別する場合は、K1〜K6を算出する場合に、Xsをほぼ0、Pl(エル)を0とした上で、同様に計算すれば発電機トルク伝達関数が求まり、以後同様の仕方で適否が判別できる。 On the other hand, when determining the stability of the PSS control constant of the one-machine infinite bus (local mode), when calculating K1 to K6, Xs is set to approximately 0, and Pl (El) is set to 0. The generator torque transfer function can be obtained by calculating the above, and then suitability can be determined in the same manner.
本発明は、広域モードを実現するための1機1負荷3ブランチの系統縮約方法を利用し、実系統に近い広域モードを実現するものである。この方法により正確な1機1負荷3ブランチのブロック図における係数K1・K2・K3・K4・K5・K6が求まるため、ボート線図よりPSS制御定数の評価が行え、制御定数の準最適化が可能となる。 The present invention realizes a wide-area mode that is close to an actual system by utilizing a one-machine, one-load, three-branch system reduction method for realizing a wide-area mode. By this method, the accurate coefficient K1, K2, K3, K4, K5, and K6 in the block diagram of one machine, one load, and three branches can be obtained. It becomes possible.
本発明は、1機1負荷3ブランチのブロック図におけるK1・K2・K3・K4・K5・K6を求める際、発電機近傍における負荷の電圧特性を考慮しているので、動態安定度を悪化させる原因となる定電力性の負荷が多い場合・または少ない場合でもPSSの効果を把握することができ、ロバスト性の高いPSS制御定数の準最適化が可能となる。 In the present invention, when calculating K1, K2, K3, K4, K5, and K6 in the block diagram of one machine, one load and three branches, the voltage characteristic of the load in the vicinity of the generator is taken into consideration, so the dynamic stability is deteriorated. The effect of PSS can be grasped even when the load of the constant power characteristics causing the load is large or small, and the semi-optimization of the PSS control constant having high robustness is possible.
本発明は、ローカルモードが問題となる系統から算出されるK1・K2・K3・K4・K5・K6と広域モードが問題となる系統から算出されるK1・K2・K3・K4・K5・K6を用いて2種類の発電機トルク伝達関数を算出することにより、ローカルモードと広域モード両方のPSSの効果を把握することができ、ロバスト性の高いPSS制御定数の準最適化が可能となる。 In the present invention, K1, K2, K3, K4, K5, and K6 calculated from the system in which the local mode is a problem and K1, K2, K3, K4, K5, and K6 that are calculated from the system in which the wide area mode is a problem By using the two types of generator torque transfer functions, the effects of PSS in both the local mode and the wide-area mode can be grasped, and the PSS control constant having high robustness can be quasi-optimized.
本発明は、Δω型PSSの効果をΔP型に換算することにより、すなわち発電機の遅れ分、1/(M・s+D)だけ進ませることにより、ΔP型+Δω型PSSの一括した効果を把握するものである。これよりΔP型およびΔω型の相互干渉の影響を把握することが可能となる。 The present invention converts the effect of the Δω type PSS into the ΔP type, that is, advances the amount of delay of the generator by 1 / (M · s + D), thereby obtaining the collective effect of the ΔP type + Δω type PSS. It is to grasp. From this, it becomes possible to grasp the influence of mutual interference between the ΔP type and the Δω type.
また、ローカルモードと広域モードに実系統に近い1機無限大母線と1機1負荷3ブランチを採用してあるので、実系統による安定度解析が不要となり、PSSの制御定数を最適に近づける作業がしやすくなる。 In addition, since one machine infinite bus close to the real system and one machine, one load and three branches are adopted for the local mode and wide area mode, the stability analysis by the real system is not required, and the work to bring the PSS control constants close to optimum. It becomes easy to do.
PSS制御定数の安定性評価方法は、1機1負荷3ブランチの縮約プログラムと、発電機トルク伝達関数算出プログラムと、PSS制御定数の安定性評価プログラムをコンピュータで順次実行し、その出力結果を作業者が確認する方法を用いる。 The stability evaluation method for the PSS control constant is executed by a computer sequentially executing a reduction program for one machine, one load, three branches, a generator torque transfer function calculation program, and a PSS control constant stability evaluation program. Use the method that the operator confirms.
1機1負荷3ブランチの縮約プログラムをコンピュータに実行させた場合は、CPUからの指令によって図6に示すように、データー入力ステップS1、潮流算出ステップS2、複素位相算出ステップS3、加重平均算出ステップS4、短絡インピーダンス算出ステップS5、ブランチインピーダンス算出ステップS6が順次行われ、コンピュータが図7に示すように各種の手段(データー入力手段7、潮流算出手段8、複素位相算出手段9、加重平均算出手段10、短絡インピーダンス算出手段11、ブランチインピーダンス算出手段12として機能し、1機1負荷3ブランチの3つのブランチのインピーダンスZS,ZL,ZGが求まる。 When a reduction program for one machine, one load and three branches is executed by a computer, a data input step S1, a power flow calculation step S2, a complex phase calculation step S3, a weighted average calculation as shown in FIG. Step S4, short-circuit impedance calculation step S5, branch impedance calculation step S6 are sequentially performed, and the computer performs various means (data input means 7, power flow calculation means 8, complex phase calculation means 9, weighted average calculation as shown in FIG. It functions as means 10, short-circuit impedance calculating means 11, and branch impedance calculating means 12, and impedances Z S , Z L , and Z G of three branches of one machine, one load, and three branches are obtained.
本プログラムを実行すると、まずデーター入力手段7が機能して、データー入力ステップS1が実行される。データー入力ステップS1では、記憶装置に保存されているテーブル状の入出力フォーム13を読み込んで、表1に示すように入出力フォーム13を出力装置に表示する。入出力フォーム13は、入力フォームと出力フォームを兼備したもので、ブランチ(線路)に関連のある入出力項目を表す見出し欄、各見出し欄に対する入出力欄が設けてある。
入力フォームは、縮約前の各ブランチに対応する、FROM:上位ノード番号、TO:下位ノード番号、R:インピーダンスの実部、X:インピーダンスの虚部、名称、PG:下位ノードの発電機有効電力、PL:下位ノードの負荷消費電力、WG:下位ノードの発電機定格容量からなる見出しが横一列に順番に記載され、見出しの下側に入力欄が設けてある。なお、「ブランチ」という名称の見出し欄は設けてないが、上位ノード番号と下位ノード番号を特定することによって、ブランチが特定される。 The input form corresponds to each branch before contraction, FROM: upper node number, TO: lower node number, R: real part of impedance, X: imaginary part of impedance, name, P G : generator of lower node Active power, P L : Load power consumption of lower node, W G : Headings composed of generator rated capacity of lower nodes are described in order in a horizontal row, and an input field is provided below the heading. Although a heading column named “branch” is not provided, a branch is specified by specifying an upper node number and a lower node number.
出力フォームは、潮流、複素位相実部・虚部、G(FROM)・B(FROM):上位ノードに対応する短絡アドミタンスの実部・虚部、G(TO)・B(TO):下位ノードに対応する短絡アドミタンスの実部・虚部、の見出しが横一列に記載され、見出しの下側に出力欄が設けてある。また、縮約前のブランチとは直接関係のない出力用の見出し(例えば有効電力合計、複素位相実部合計、複素位相虚部合計、加重平均実部、加重平均虚部、Z=:縮約点における短絡インピーダンス、ZS=:縮約後の最上位側ブランチインピーダンス、ZG=:縮約後の発電機側ブランチインピーダンス、ZL=:縮約後の負荷側ブランチインピーダンス、Loss:損失)が設けてあって、その下には対応する出力欄が設けてある。 Output form is current, complex phase real part / imaginary part, G (FROM) / B (FROM): real part / imaginary part of short-circuit admittance corresponding to upper node, G (TO) / B (TO): lower node The heading of the real part and the imaginary part of the short-circuit admittance corresponding to is described in a horizontal row, and an output field is provided below the heading. Also, output headings that are not directly related to the branch before contraction (for example, total active power, complex phase real part total, complex phase imaginary part total, weighted average real part, weighted average imaginary part, Z =: contraction Short-circuit impedance at point, Z S =: contracted uppermost branch impedance, Z G =: contracted generator-side branch impedance, Z L =: contracted load-side branch impedance, Loss: loss) Is provided, and a corresponding output field is provided below it.
ここで縮約前の電力系統の下位系統として、図8に示すように複数本のブランチが縮約点(最上位ノード)から放射状に分岐している状態を想定する。この下位系統のノードに以下の法則に従って人間が番号を付ける。
a):最上位ノードから末端ノードに向かって、1本のルートを通過する各ノードに番号を順番に(若番から老番に1,10,11,20,21,30,31という具合に)付ける。
b):但し、上位ノードに接続する下位側のブランチが複数本ある場合には、何れか一本のブランチを任意に選択し、その選択したブランチの下位ノードに、次の番号を付ける(例えば、上位ノードの10番に対してブランチが二本あるが、下側のブランチの下位ノードに11番を付ける)。b.1):各上位ノードに接続する下位側のブランチが1本しかない場合には、そのブランチの下位ノードに次の番号を付ける(例えば上位ノードの1番に対して下位ノードに10番を付ける)。
c):a)からb.1)までの法則を繰り返し、末端ノードにまで番号を付ける(例えば、11番)。
d):末端ノードに番号を付けたら、末端ノードを下位ノードとするブランチの上位ノードに戻る(例えば、11番の末端ノードに対して10番のノードに戻る)。
e):戻った上位ノードに別のブランチが下位側に分岐しているか否かを調べる。
e.1):調べた結果、別のブランチが分岐している場合には、その全てのブランチの各下位ノードに番号を付けてあるか否かを調べる。
e.2):調べた結果、番号の付いていない下位ノードが1つ、又は複数ある場合には、その一つ、又は複数の中のいずれか1つの下位ノードを選択して次の番号を付ける(例えば、10番のノードに対して番号の付いていない下位ノードに20番を付ける)。そして、以後a)からf)の法則に従う。
e.3):一方、全ての下位ノードに番号を付けてある場合には、さらに直前の上位ノードに戻る。そして、e)からf)の法則に従う。
e.4):調べた結果、戻った上位ノードに別のブランチが下位側に分岐していない場合はさらに上位ノードに戻る。そして、e)からf)の法則に従う。
f):全てのノードに番号を付けたら、番号付けを終了する。
Here, as a subordinate system of the power system before contraction, a state is assumed in which a plurality of branches are radially branched from the contraction point (the highest node) as shown in FIG. Humans number the subordinate nodes according to the following rules.
a): From the highest node to the end node, number each node that passes through one route in order (from young to old, 1, 10, 11, 20, 21, 30, 31, etc.) )wear.
b): However, if there are multiple lower branches connected to the upper node, any one branch is arbitrarily selected, and the following numbers are assigned to the lower nodes of the selected branch (for example, , There are two branches for the upper node No. 10, but the lower node of the lower branch is assigned No. 11). b.1): When there is only one lower branch connected to each upper node, the next number is assigned to the lower node of that branch (for example, the lower node is numbered 10 with respect to the upper node 1) )
c): Repeat the rules from a) to b.1) and number the end nodes (for example, number 11).
d): After numbering the end node, return to the upper node of the branch having the end node as the lower node (for example, return to the 10th node for the 11th end node).
e): It is checked whether another branch branches to the lower node on the returned upper node.
e.1): If another branch is found as a result of the check, it is checked whether each lower node of all branches is numbered.
e.2): If there is one or more sub-nodes that are not numbered as a result of the examination, select one of the sub-nodes or one of the sub-nodes and select the next number. (For example, 20 is assigned to a lower node that is not numbered with respect to the 10th node). Then, follow the laws of a) to f).
e.3): On the other hand, if all lower nodes are numbered, the process returns to the immediately preceding upper node. And follow the laws of e) to f).
e.4): As a result of the examination, if another branch does not branch to the lower node in the returned upper node, the operation returns to the upper node. And follow the laws of e) to f).
f): When all nodes are numbered, the numbering is finished.
上記法則に従って入力フォームのテーブルの横一列の入力欄に、表1に示すように各ブランチに対応する、上位ノードの番号と下位ノードの番号、インピーダンス、下位ノードの発電機有効電力、下位ノードの負荷消費電力、下位ノードの発電機定格容量を使用者が数値データーとして入力装置から入力する。なお、発電機有効電力、負荷消費電力、発電機定格容量は、各ブランチの下位ノードが末端ノードである場合にのみ入力し、末端ノード以外の場合には未入力とする。そして、その入力完了通知を受けて各種入力データーが記憶装置に保存されると共に、入力フォームにそのまま入力データーが表示され、続いて、潮流算出手段8が機能して、潮流算出ステップS2が実行される。 In accordance with the above rules, in the input column in the horizontal row of the input form table, as shown in Table 1, the upper node number and lower node number, impedance, lower node generator active power, lower node The user inputs the load power consumption and the generator rated capacity of the lower node from the input device as numerical data. The generator active power, load power consumption, and generator rated capacity are input only when the lower node of each branch is a terminal node, and are not input when the node is not a terminal node. Upon receiving the input completion notification, various input data are stored in the storage device, and the input data are displayed as they are on the input form. Subsequently, the power flow calculation means 8 functions to execute the power flow calculation step S2. The
なお、入力フォームのテーブルにおいて、下位ノードの番号に着目すると、各下位ノード番号は全て異なっており、一つの番号に対応する下位ノードは一つしか存在しないことが分かる。これから、下位ノードを選択することによって、下位ノードに接続するブランチを選択でき、ひいてはブランチと各ノードの接続状態が把握できると言える。 Note that in the input form table, when attention is paid to the numbers of the lower nodes, it can be seen that all the lower node numbers are different, and there is only one lower node corresponding to one number. From this, it can be said that the branch connected to the lower node can be selected by selecting the lower node, and as a result, the connection state between the branch and each node can be grasped.
潮流算出ステップS2は、以下の思想に基づいて作成されている。図9に示すように、下位系統のブランチがノードiからj、kのように放射状に分岐している状態を想定すると、縮約点側のブランチの潮流は、下記式(b9)で表される。
上記思想に基づく潮流算出ステップS2では、まず、FROM(上位ノード)の番号のうち最も老番号(表1では、30)を抽出し、抽出したFROMに対応する各ブランチの発電機有効電力、負荷消費電力を記憶装置から読み込んで合計し、その合計結果をブランチ潮流として出力フォーム中に表示すると共に記憶装置に保存する。ここでは、発電機有効電力を+値、負荷消費電力を−値として合計する(例えば、30−31のブランチでは、0.01)。続いて、FROMの番号のうち次に若い老番号を抽出し(表1では20)、抽出したFROMに対応する各ブランチの発電機有効電力、負荷消費電力を記憶装置から読み込んで合計し(FROM20番の場合は合計値0)、さらに、抽出したFROMに対応するTOの番号に一致する番号をFROMの番号とするブランチの潮流を記憶装置から読み込んで(30番のブランチの潮流は0.01)、その合計値に加算し(0.01)、その計算結果を出力フォーム中に表示等する。以後同様の方法で、全てのブランチ潮流を算出し、その結果を表示等する。つまり、ブランチ潮流をFROMの番号のうち老番号から若番号の方向に逐次算出することによって、全てのブランチ潮流が算出される。全てのブランチ潮流が算出されると、複素位相算出手段9が機能して、複素位相算出ステップS3が実行される。 In the power flow calculation step S2 based on the above idea, first, the oldest number (30 in Table 1) is extracted from the FROM (higher node) numbers, and the generator active power and load of each branch corresponding to the extracted FROM are extracted. The power consumption is read from the storage device and summed, and the total result is displayed as a branch flow in the output form and stored in the storage device. Here, the generator active power is summed as a positive value and the load power consumption is summed as a negative value (for example, 0.01 in the 30-31 branch). Subsequently, the oldest old number is extracted from the FROM numbers (20 in Table 1), and the generator active power and load power consumption of each branch corresponding to the extracted FROM are read from the storage device and summed (FROM 20 In the case of No., the total value is 0), and further, the branch flow with the number corresponding to the TO number corresponding to the extracted FROM as the FROM number is read from the storage device (the flow of the No. 30 branch is 0.01), Add to the total value (0.01) and display the calculation result in the output form. Thereafter, all branch flows are calculated in the same manner, and the results are displayed. That is, all branch tides are calculated by sequentially calculating the branch tides from the oldest number to the younger number among the FROM numbers. When all the branch power flows are calculated, the complex phase calculation means 9 functions and the complex phase calculation step S3 is executed.
複素位相算出ステップS3は以下の思想に基づいて作成されている。縮約点から見た各ノードの複素位相は、下記式(b10)に示すように表される。但し、θ:複素位相、i:上位ノード番号、j:下位ノード番号。
上述した思想に基づく複素位相算出ステップS3では、上記式(b10)を記憶装置から読み込むと共に、下位ノードの若番から老番の方向に向かう順番に従って、対応するブランチのインピーダンスの実部・虚部(R・X)、ブランチの潮流を記憶装置から読み込んで上記式(b10)に代入して計算式を解き、その計算結果を実部と虚部に分けて、各出力欄に表示すると共に記憶装置に保存する。全ての下位ノードの複素位相が算出されると、続いて、加重平均算出手段10が機能して、加重平均算出ステップS4が実行される。
In the complex phase calculation step S3 based on the above-described idea, the above equation (b10) is read from the storage device, and the real part and imaginary part of the impedance of the corresponding branch according to the order from the lower number to the old number in the lower node. (R · X), the branch flow is read from the storage device and substituted into the above formula (b10) to solve the calculation formula, and the calculation result is divided into a real part and an imaginary part and displayed in each output column and stored. Save to device. When the complex phases of all the lower nodes are calculated, the weighted
加重平均算出ステップS4は、各発電機のノード及び各負荷のノードにおける複素位相の加重平均を算出するもので、以下の思想に基づいて作成されている。各発電機のノードにおける複素位相の加重平均は、下記式(b11)で表される。
上記思想に基づく加重平均算出ステップS4では、上記式(b11)、(b12)、ブランチの潮流、複素位相の実部・虚部を記憶装置から読み込み、上記式(b11)、(b12)に代入して、計算式を解き、その計算結果の値、各式の分母・分子の値を対応する出力欄に表示すると共に、記憶装置に保存する。続いて、短絡インピーダンス算出手段11が機能して、短絡インピーダンス算出ステップS5が実行される。
In the weighted average calculation step S4 based on the above idea, the above formulas (b11) and (b12), the branch flow, and the real and imaginary parts of the complex phase are read from the storage device and substituted into the above formulas (b11) and (b12). Then, the calculation formula is solved, and the value of the calculation result and the denominator / numerator value of each formula are displayed in the corresponding output column and stored in the storage device. Subsequently, the short-circuit
短絡インピーダンス算出ステップS5は以下の思想で作成されている。ここでは、縮約点における短絡インピーダンスZ、縮約後の発電機の直軸過渡リアクタンスXd’、縮約点と縮約後の発電機を繋いだ2本のブランチのインピーダンス(ZS+ZG)を最終的に求めるのである。そして、下位系統のブランチが図9に示すようにノードiからj、kのようの放射状に分岐している状態を想定すると、ノードjの短絡インピーダンスは下記式(b13)で表される。
従って、ノードの老番号から若番号に向かって順番に各ノードの短絡インピーダンスを計算することによって、縮約点から発電機を見た短絡インピーダンスが求まる。なお、今回は、以後の計算のし易さを考慮して、上記式の逆数(短絡アドミタンス)である下記式(b15)
Therefore, by calculating the short-circuit impedance of each node in order from the old number of the node to the young number, the short-circuit impedance of the generator viewed from the contraction point can be obtained. In this case, in consideration of ease of subsequent calculations, the following formula (b15) which is the reciprocal (short-circuit admittance) of the above formula
また、最上位ノードの短絡アドミタンスには、縮約後の発電機の直軸過渡リアクタンスXd’の分を含んでいるので、その分を除去する必要がある。ここで縮約後の直軸過渡リアクタンスは下記式(b16)で表される。
上記思想に基づく短絡インピーダンス算出ステップS5では、ノードの老番から若番に向かって順番に以下の処理を行なう。
1):まず、各ブランチにおける下位ノードの番号を記憶装置から読み込み、その下位ノードと同じ番号を付けている上位ノードを抽出する。
2.1):次に、抽出結果が0の場合は、末端ノードであるので、読み込んだ下位ノードに対応する発電機定格容量(WG)と下記式(b15)を記憶装置から読み込み、式を解いて、計算結果を下位ノードの短絡アドミタンスとして実部と虚部に分けて出力フォームの対応する出力欄に表示すると共に記憶装置に保存する。なお、末端ノードが発電機以外(負荷)の場合には、読み込んだ下位ノードに対応する発電機定格容量(WG)は、未入力となっているので、この場合は短絡アドミタンスの計算結果を0としておく。
2.2):一方、1)の抽出結果が1以上の場合は、同じ番号を付けている上位ノードの、短絡アドミタンスと上記式(b15)を記憶装置から読み込み、式(b15)を解いて、計算結果を実部と虚部に分けて出力フォームの対応する出力欄に表示すると共に記憶装置に保存する。
3.2):次に、3.1)と同様の処理を行なう。
4):1)〜3.2)の処理を繰り返し、最終的には最も若番の下位ノードについて上記処理を行うことによって、最も若番の上位ノードの短絡アドミタンスが算出される。
5)最上位ノードの短絡アドミタンスには、縮約後の発電機の直軸過渡リアクタンスXd’の分を含んでいるので、その分を除去するために、下記式(b16)と全ての発電機ノードの発電機定格容量を記憶装置から読み込み、各発電機ノードについて下記式(b16)を解き、それら計算結果の総和を計算し、その計算結果を縮約後の直軸過渡リアクタンスXd’として、記憶装置に保存する。
1): First, the number of the lower node in each branch is read from the storage device, and the upper node assigned the same number as that lower node is extracted.
2.1): Next, if the extraction result is 0, since it is a terminal node, the generator rated capacity (W G ) and the following equation (b15) corresponding to the read lower node are read from the storage device and the equation is solved. The calculation result is divided into a real part and an imaginary part as a short-circuit admittance of the lower node, and is displayed in the corresponding output column of the output form and stored in the storage device. If the terminal node is other than the generator (load), the generator rated capacity (W G ) corresponding to the read lower node is not entered. In this case, the short-circuit admittance calculation result is Set to 0.
2.2): On the other hand, if the extraction result of 1) is 1 or more, the short-circuit admittance and the above equation (b15) of the higher-level node assigned the same number are read from the storage device, and the equation (b15) is solved to calculate The result is divided into a real part and an imaginary part and displayed in the corresponding output field of the output form and saved in the storage device.
3.2): Next, the same processing as in 3.1) is performed.
4) The processing of 1) to 3.2) is repeated, and finally the above processing is performed for the youngest lower node, whereby the short-circuit admittance of the youngest upper node is calculated.
5) Since the short-circuit admittance of the most significant node includes the reduced direct-axis transient reactance X d ′ of the generator after reduction, in order to remove this amount, the following formula (b16) and all power generation The generator rated capacity of the generator node is read from the storage device, the following equation (b16) is solved for each generator node, the sum of the calculation results is calculated, and the calculated result is reduced to the reduced direct-axis transient reactance X d ′ Is stored in the storage device.
なお、上述した2.1)の処理を図8及び表1に基づいて具体的に説明すれば、たとえば、下位ノードが31番の場合は、末端ノードであるので、発電機定格容量WG31(0.02)をまず読み込み、0.02は20MVAを意味するので、基準容量1000MVAに合わせるために、下記式(b16)を用いる。
ブランチインピーダンス算出ステップS6では、従来技術の項目で説明したアルゴリズムが利用され、加重平均算出ステップS4と短絡インピーダンス算出ステップS5で求めた計算結果(発電機用複素位相:θG、負荷用複素位相:θL、縮約点と縮約後の発電機を繋ぐ直列接続した2本のブランチインピーダンス:ZS+ZG)、及び下記3式(b17)(b18)(b19)を記憶装置から読み込み、3式に変数を代入し、3つの連立方程式を解いて、縮約後のY型に分岐する3ブランチの各ブランチインピーダンスZS、ZG、ZLを算出し、その計算結果を出力フォームの対応する出力欄に表示すると共に記憶装置に保存する。
以上のステップを終了すると、縮約後の3つのブランチインピーダンスZS、ZG、ZLが求まり、1機1負荷3ブランチの縮約プログラムが終了する。 When the above steps are completed, the three branch impedances Z S , Z G , and Z L after contraction are obtained, and the contract program of one branch, one load and three branches is completed.
次に、発電機トルク伝達関数算出プログラムを実行すると、コンピュータが各種手段として機能して、図10、図11に示すように、入力欄表示ステップS14、K1〜K6算出ステップS15、ΔP+Δω型PSS伝達関数算出ステップS16、AVR伝達関数算出ステップS17、発電機トルク伝達関数算出ステップS18が順次行われる。 Next, when the generator torque transfer function calculation program is executed, the computer functions as various means, and as shown in FIGS. 10 and 11, input field display step S14, K1 to K6 calculation step S15, ΔP + Δω type PSS transmission. A function calculation step S16, an AVR transfer function calculation step S17, and a generator torque transfer function calculation step S18 are sequentially performed.
本プログラムを実行すると、まず、入力欄表示手段19が機能して、入力欄表示ステップS14が実行される。入力欄表示ステップS14では、記憶装置に保存されている入出力フォーム(表2、表3参照)を読み込んで出力装置に表示する。なお、表2と表3は連続したものを便宜上、分割したものである。
入出力フォームは、入力フォームと出力フォームを分けてあり、上側の入力フォームには項目とそのデーター入力欄が関連づけて設けてある。発電機定数としては、Xd、Xd’、TdO’、Xq、M、Dが挙げられる。AVR制御定数としては、Gi、Ti、Ga、Ta、Teu、Ted、Hb、Tbが挙げられる。ΔP型PSS制御定数としてはTrp、 Gp、Tu1、Tu2、Td1、Td2、
Δω型PSS制御定数としてはTrω、 Gω、Tuu1、Tuu2、Tdd1、Tdd2が挙げられる。負荷の有効・無効電力と調相設備の電圧特性定数としてはα、β、γが挙げられる。系統電圧としては、Vb、Vl(エル)、Vtが挙げられる。1機1負荷3ブランチに関する定数として、Xt、XS、Pg、PIが挙げられ、1機1負荷3ブランチの縮約プログラムでの結果(インピーダンスZG、ZS)及びその際に入力した値(発電機出力PG、負荷PL)が記憶装置に保存されているので、これらの値を読み込んでZG、ZS、PG、PLの値をXt、XS、Pg、PIの値として各データー入力欄に自動的に入力し、これらの値を広域モード用の値として用いる。なお、1機無限大母線としてのローカルモード用の場合は、Xt、Pgの値についてはそのままの値を用いるが、XSの値については割り算の分母に用いる計算上、0と同視できる程度に小さい値(例えば0.0001)、Pl(エル)の値については0をデフォルト条件で適用する。一方、1機1負荷3ブランチとは関係のない定数については、使用者が入力する。発電機定数、AVR制御定数については既知の値を入れる。ΔP型とΔω型の各PSS制御定数としては、最初は経験的に把握している適当な値を入れる。また、負荷の電圧特性に関する値は、これら値を多少変化させても、安定性が維持できているか否かを確認する値であり、例えばα:0〜3、β:0〜4の値を入れる。調相設備の電圧特性に関する値は、経験的に把握されている既知の値、例えば2を入れる。系統電圧についてはローカルモード、広域モードの何れも既知の値を入れる。入力完了の通知を受けて、各種入力データーが記憶装置に保存されると共に、入力フォームにそのまま入力データーが表示され、続いて、K1〜K6算出手段20が機能して、K1〜K6算出ステップS15が実行される。
The input / output form is divided into an input form and an output form, and an item and its data input field are associated with the upper input form. Examples of the generator constant include Xd, Xd ′, TdO ′, Xq, M, and D. Examples of the AVR control constant include Gi, Ti, Ga, Ta, Teu, Ted, Hb, and Tb. ΔP-type PSS control constants are T rp , G p , Tu 1 , Tu 2 , T d1 , T d2 ,
The Δω type PSS control constant T rω, G ω, include T uu1, T uu2, T dd1 , T dd2. Examples of the active / reactive power of the load and the voltage characteristic constant of the phase adjusting equipment include α, β, and γ. Examples of the system voltage include Vb, Vl (el), and Vt. As constant for 1
K1〜K6算出ステップS20は広域モード及びローカルモード毎に順次必要な値、式(課題を解決するための手段の欄で記載した式)を読み込んで下記に列記する算出を行ない、その結果を記憶装置に保存する。PSを前述した式(8−1)を利用して算出する。δl(エル)を前述した式(1−2)を利用して算出する。δtを前述した式(1−1)を利用して算出する。Qtを前述した式(1−3)を利用して算出する。Qgを式(1−4)を利用して算出する。Qsを式(1−5)を利用して算出する。Ql(エル)は式(1−6)を利用して算出する。Qcは式(8−2)を利用して算出する。Eq は式(13)を利用して算出する。δは式(14)を利用して算出する。Idは式(16)を利用して算出する。Iqは式(17)を利用して算出する。Vdは式(18)を利用して算出する。Vqは式(19)を利用して算出する。 K1 to K6 calculation step S20 reads necessary values and formulas sequentially for each wide-area mode and local mode (formulas described in the column of means for solving the problem), performs calculations listed below, and stores the results. Save to device. The P S is calculated by using the equation (8-1) described above. δl (el) is calculated using the above-described equation (1-2). The [delta] t is calculated by using the equation (1-1) described above. Qt is calculated using the above-described equation (1-3). Qg is calculated using equation (1-4). Qs is calculated using equation (1-5). Ql is calculated using the formula (1-6). Qc is calculated using equation (8-2). Eq is calculated using equation (13). δ is calculated using Equation (14). Id is calculated using equation (16). Iq is calculated using equation (17). Vd is calculated using equation (18). Vq is calculated using equation (19).
次に、式(10−1)を利用してA13、A14、A23、A24を算出する。次に、式(11)を利用してPg1、Pg2を算出する。式(12)を利用してQt1、Qt2を算出する。式(20−1)を利用してId1、Id2、Id3を、式(20−2)を利用してIq1、Iq2、Iq3を算出する。式(25)を利用してB11、B12、B13、B14、B21、B22、B23、B24を算出する。式(26)を使用してB15、B16、B25、B26を算出する。 Next, A13, A14, A23, and A24 are calculated using Expression (10-1). Next, Pg1 and Pg2 are calculated using Equation (11). Qt1 and Qt2 are calculated using Equation (12). Id1, Id2, and Id3 are calculated using Expression (20-1), and Iq1, Iq2, and Iq3 are calculated using Expression (20-2). B11, B12, B13, B14, B21, B22, B23, and B24 are calculated using Expression (25). B15, B16, B25, and B26 are calculated using Equation (26).
最後に式(28)、(29)、(32)、(33)、(35)、(36)を利用してK1〜K6を広域モード及びローカルモードごとに算出する。そして、その結果を記憶装置に保存すると共に、表2,3に示すように、出力フォームに出力する。 Finally, K1 to K6 are calculated for each of the wide-area mode and the local mode using Expressions (28), (29), (32), (33), (35), and (36). Then, the result is saved in the storage device and output to the output form as shown in Tables 2 and 3.
K1〜K6算出ステップS15が終了すると、各種伝達関数算出手段21〜23が機能して、ΔP+Δω型PSS伝達関数算出ステップS16、AVR伝達関数算出ステップS17、発電機トルク伝達関数算出ステップS18が順次行われる。具体的には、PSS総合伝達関数を式(38−1)、AVR伝達関数を式(38−2)、発電機トルク伝達関数を式(39−1)を利用して算出してその結果を記憶装置に保存し、発電機トルク伝達関数算出プログラムが終了する。
When the K1 to K6 calculation step S15 is completed, the various transfer
続いて、PSS制御定数の安定性評価プログラムが実行される。ここでは図10又は図11に示すように各種算出手段24,25が機能して、開ループ一巡伝達関数算出ステップS26、閉ループ伝達関数算出ステップS27が順次行われ、これらステップの出力結果を見て使用者がΔP型PSSとΔω型PSSの各制御定数の適否を判別する。まず、開ループ一巡伝達関数算出ステップS26では、式(43)、(44)を利用して、周波数f=0.1〜10(Hz)に対応する開ループ一巡伝達関数B(s)を計算し、結果を表2,3の出力欄に出力する(例:表2の36行H列〜)。続いて位相余裕の安定性を明確化するために以下の処理を行なう。s=jωなので、B(s)は下記式(46)で表される。
B(s)=B(jω)=X+jY …(46)
従って、B(s)はX+jYの形で出力される。
そして、B(s)をdB換算したゲインB(dB)を下記式(47)で算出し、結果を出力欄に出力する。
B(dB)=20log√(X2+Y2) …(47)
続いて、B(s)の位相φB(s)をグラフ表示のコンパクト化の観点から4.5(deg)で割り算した値φB(4.5deg)として、下記式(48)で算出し、結果を出力欄に出力する。
φB(deg)=(arctan(Y/X))/4.5 …(48)
この時、周波数毎に、開ループ一巡関数B(s)とφB(deg)の値を参照し、B(s)が正で、且つφB(s)の位相が180以上遅れている(-180/4.5=-40(deg)より小さい)場合は、位相余裕がないことから不安定と判断し、出力欄のunstableの列(例:表2の36行E列〜)に1を出力欄に出力し、それ以外の場合は安定と判断して0を出力する。
Subsequently, a stability evaluation program for the PSS control constant is executed. Here, as shown in FIG. 10 or FIG. 11, various calculation means 24 and 25 function, and an open loop transfer function calculation step S26 and a closed loop transfer function calculation step S27 are sequentially performed. The user determines whether the control constants of the ΔP type PSS and the Δω type PSS are appropriate. First, in the open-loop circuit transfer function calculation step S26, the open-loop circuit transfer function B (s) corresponding to the frequency f = 0.1 to 10 (Hz) is calculated using the equations (43) and (44). The result is output to the output column in Tables 2 and 3 (example: 36 rows and H columns in Table 2). Subsequently, the following processing is performed in order to clarify the stability of the phase margin. Since s = jω, B (s) is expressed by the following formula (46).
B (s) = B (jω) = X + jY (46)
Therefore, B (s) is output in the form of X + jY.
Then, the gain B (dB) obtained by converting B (s) into dB is calculated by the following equation (47), and the result is output to the output column.
B (dB) = 20 log√ (X 2 + Y 2 ) (47)
Subsequently, the value φB (4.5 deg) obtained by dividing the phase φB (s) of B (s) by 4.5 (deg) from the viewpoint of making the graph display compact, and the result is calculated by the following formula (48). Is output to the output field.
φB (deg) = (arctan (Y / X)) / 4.5 (48)
At this time, with reference to the values of the open loop circuit B (s) and φB (deg) for each frequency, B (s) is positive and the phase of φB (s) is delayed by 180 or more (−180). /4.5 = less than -40 (deg)), it is judged unstable because there is no phase margin, and 1 is entered in the output column (eg, row 36 column E in Table 2). Otherwise, it is determined to be stable and 0 is output.
続いて閉ループ伝達関数算出ステップが実行され、式(45)を利用して周波数f=0.1〜10(Hz)に対応する閉ループ一巡伝達関数C(s)を計算し、結果を出力欄に出力する(例:表2の36行E列〜)。続いて、位相特性の安定性を明確にするために、位相余裕の安定性を反映させる以下の処理を行なう。C(s)は下記式(49)で表される。
C(s)=C(jω)=X+jY …(49)
従って、C(s)はX+jYの形で出力欄に表示される。
そして、C(s)をdB換算したゲインC(dB)を下記式(50)で算出し、結果を出力欄に出力する。
C(dB)=20log√(X2+Y2) …(50)
続いて、位相余裕があるもの即ちunstableが0のものについては、C(dB)=20log√(X2+Y2)の値をそのまま反映させてグラフ表示する。一方、位相余裕がないもの即ちunstableが1のものについては、C(dB)に明らかに他とは違いが分かる値、例えば39.9としてグラフ表示する。このようにすると、表3中のグラフに示すように所定の動揺周波数では出力が不連続した場合に不安定であることが如実に分かる。なお、表3中の左側のグラフを拡大したものが図12である。一方、位相余裕を反映しない場合は図13のように連続した形態となり、不安定であることは一目では分からない。そして、表3中に示すようにローカルモードと広域モードでのグラフ表示を対照可能に出力し、それによって両モードでの安定性を一挙に把握できるようにしてある。また、表3の下側に示すように両モード共に、ゲインC(dB)の最大値を出力欄に出力し、その出力値が10以下の場合は安定として二重丸を、10より大きくて20以下の場合にはやや安定として一重丸を、20より大きくて35以下の場合にはやや不安定として×を、35以上の場合は不安定として二重×を出力欄に出力する。これらの出力結果を基に使用者はΔP型とΔω型PSSの制御定数の適否を判断する。そして、該制御定数を不適切であると判断した場合には、不適切の度合いに応じてではあるが、最初にGp、Gω、次にTd1、Tdd1、その次にTu1、Tuu1、次にTd2、Tdd2、次にはTu2、Tuu2の順番で制御定数を調整し、再度プログラムを実行して適切な出力結果が得られるようにする。
Subsequently, a closed loop transfer function calculation step is executed, and a closed loop loop transfer function C (s) corresponding to the frequency f = 0.1 to 10 (Hz) is calculated using Expression (45), and the result is output to the output column. (Example: 36 rows, E columns in Table 2). Subsequently, in order to clarify the stability of the phase characteristics, the following processing that reflects the stability of the phase margin is performed. C (s) is represented by the following formula (49).
C (s) = C (jω) = X + jY (49)
Therefore, C (s) is displayed in the output field in the form of X + jY.
Then, a gain C (dB) obtained by converting C (s) into dB is calculated by the following equation (50), and the result is output to the output column.
C (dB) = 20 log√ (X 2 + Y 2 ) (50)
Subsequently, for those having a phase margin, that is, having an unstable value of 0, the value of C (dB) = 20 log√ (X 2 + Y 2 ) is reflected as it is and displayed as a graph. On the other hand, those having no phase margin, that is, those having an unstable value are displayed in a graph as a value that clearly distinguishes C (dB) from others, for example, 39.9. In this manner, as shown in the graph of Table 3, it can be clearly seen that the output is unstable when the output is discontinuous at a predetermined oscillation frequency. FIG. 12 is an enlarged view of the left graph in Table 3. On the other hand, when the phase margin is not reflected, it becomes a continuous form as shown in FIG. 13, and it is not known at a glance that it is unstable. Then, as shown in Table 3, the graph display in the local mode and the wide area mode is output so as to be able to be contrasted, so that the stability in both modes can be grasped at once. Moreover, as shown in the lower side of Table 3, in both modes, the maximum value of gain C (dB) is output to the output column, and when the output value is 10 or less, the double circle is set larger than 10 as stable. If it is 20 or less, a single circle is output as a little stable, and if it is larger than 20 and 35 or less, it is output as slightly unstable x, and if it is 35 or more, it is output as unstable and a double x is output. Based on these output results, the user determines whether the control constants of the ΔP type and the Δω type PSS are appropriate. If it is determined that the control constant is inappropriate, G p , G ω , then T d1 , T dd1 , then T u1 , depending on the degree of inappropriateness. T UU1, then T d2, T dd2, to adjust the control constants to the next in the order of T u2, T uu2, so as to obtain an appropriate output result by running the program again.
Claims (2)
電力系統をローカルモード用に1機無限大母線に縮約するステップと、
電力系統を広域モード用に1機1負荷3ブランチに縮約するステップと、
ΔP+Δω型の検出方法に基づいて発電機の動態ブロック図を決定し負荷の電圧特性を変数とした上で動態ブロック図における定数K1・K2・K3・K4・K5・K6を広域モード用とローカルモード用とで別々に算出するステップと、
Δω型PSSとΔP型PSSの動揺抑制効果を等価換算した上でΔω型PSSとΔP型PSSの各制御定数によりΔP+Δω型PSSの総合的な伝達関数を決定するステップと、
AVR制御定数からAVR伝達関数を算出するステップと、
動態ブロック図における定数とΔP+Δω型PSSの総合的な伝達関数とAVR伝達関数を利用して発電機トルク伝達関数を広域モード用とローカルモード用で別々に算出するステップ、からなることを特徴とするPSS制御定数評価用の発電機トルク伝達関数算出方法。 A method for calculating a generator torque transfer function in order to evaluate a control constant of a PSS for stabilizing a generator,
Contracting the power system to one infinite bus for local mode;
Contracting the power system to one machine, one load and three branches for wide area mode;
The dynamic block diagram of the generator is determined based on the ΔP + Δω type detection method, and the voltage characteristics of the load are used as variables, and the constants K1, K2, K3, K4, K5, and K6 in the dynamic block diagram are used for the wide mode and the local mode. The step of calculating separately for
Determining the total transfer function of ΔP + Δω-type PSS by each control constant of Δω-type PSS and ΔP-type PSS after equivalently converting the vibration suppression effect of Δω-type PSS and ΔP-type PSS;
Calculating an AVR transfer function from the AVR control constant;
The generator torque transfer function is separately calculated for the wide mode and the local mode using the constants in the dynamic block diagram, the overall transfer function of the ΔP + Δω type PSS, and the AVR transfer function. Generator torque transfer function calculation method for PSS control constant evaluation.
発電機定数、AVR制御定数、ΔP型PSS制御定数、Δω型PSS制御定数、負荷と調相設備の電圧特性定数、系統電圧、負荷の力率、及び1機無限大母線モデルと1機1負荷3ブランチモデルに係るブランチインピーダンスと発電機有効電力と負荷消費電力のデーター入力欄を表示する入力欄表示ステップと、
ΔP+Δω型の検出方法に基づいて決定した発電機の動態ブロック図における定数K1・K2・K3・K4・K5・K6をデーター入力欄の入力データーを利用して広域モード用とローカルモード用とで別々に算出するステップと、Δω型PSSとΔP型PSSの動揺抑制効果を等価換算した上でΔω型PSSとΔP型PSSの各制御定数からΔP+Δω型PSSの総合的な伝達関数を算出するステップと、
AVR制御定数からAVR伝達関数を算出するステップと、
動態ブロック図における定数とΔP+Δω型PSSの総合的な伝達関数とAVR伝達関数を利用して発電機トルク伝達関数を広域モード用とローカルモード用で別々に算出するステップと、を実行させるためのPSS制御定数評価用の発電機トルク伝達関数算出プログラム。 Depending on the control constants of the Δω-type PSS and ΔP-type PSS, both when the power system is contracted with one machine and three loads for the wide-area mode and when the power system is contracted with one machine infinite bus for the local mode In order to evaluate the stability of the PSS, in order to calculate the generator torque transfer function that is a guide for the evaluation,
Generator constant, AVR control constant, ΔP-type PSS control constant, Δω-type PSS control constant, voltage characteristic constant of load and phase adjusting equipment, system voltage, load power factor, one machine infinite bus model and one machine, one load An input field display step for displaying a data input field for branch impedance, generator active power, and load power consumption according to the three-branch model;
Constants K1, K2, K3, K4, K5, and K6 in the dynamic block diagram of the generator determined based on the ΔP + Δω type detection method are used separately for the wide mode and local mode using the input data in the data entry field. Calculating the total transfer function of ΔP + Δω-type PSS from the control constants of Δω-type PSS and ΔP-type PSS after equivalently converting the vibration suppression effect of Δω-type PSS and ΔP-type PSS,
Calculating an AVR transfer function from the AVR control constant;
Calculating the generator torque transfer function separately for the wide mode and the local mode using the constants in the dynamic block diagram, the overall transfer function of the ΔP + Δω type PSS, and the AVR transfer function; Generator torque transfer function calculation program for control constant evaluation.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005078677A JP4404361B2 (en) | 2005-03-18 | 2005-03-18 | Generator torque transfer function calculation method and program for PSS control constant evaluation |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005078677A JP4404361B2 (en) | 2005-03-18 | 2005-03-18 | Generator torque transfer function calculation method and program for PSS control constant evaluation |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2006262655A true JP2006262655A (en) | 2006-09-28 |
JP4404361B2 JP4404361B2 (en) | 2010-01-27 |
Family
ID=37101261
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2005078677A Expired - Fee Related JP4404361B2 (en) | 2005-03-18 | 2005-03-18 | Generator torque transfer function calculation method and program for PSS control constant evaluation |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP4404361B2 (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN104362916A (en) * | 2014-11-21 | 2015-02-18 | 国家电网公司 | Method for designing stabilizer in transmission shaft system of double-feed wind turbine generator and stabilizer |
-
2005
- 2005-03-18 JP JP2005078677A patent/JP4404361B2/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN104362916A (en) * | 2014-11-21 | 2015-02-18 | 国家电网公司 | Method for designing stabilizer in transmission shaft system of double-feed wind turbine generator and stabilizer |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP4404361B2 (en) | 2010-01-27 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US9964980B2 (en) | Method and apparatus for optimal power flow with voltage stability for large-scale electric power systems | |
US20130226482A1 (en) | Decoupled Three-Phase Power Flow Analysis Method for Unbalanced Power Distribution Systems | |
CN103246934B (en) | Based on the electric system Equivalent Model parametric classification optimization method of trace sensitivity | |
CN109449981B (en) | Distributed frequency control stability judgment method considering communication delay | |
CN110875600A (en) | Approximate analysis model for dynamic frequency response of two-machine equivalent power system | |
CN110571818B (en) | Dynamic reactive voltage enhancement type control method for extra-high voltage direct current receiving end power grid | |
CN109830987B (en) | Active power distribution network probability stability analysis method considering distributed photovoltaic randomness | |
JP4404361B2 (en) | Generator torque transfer function calculation method and program for PSS control constant evaluation | |
CN109687468A (en) | A kind of micro-capacitance sensor voltage distributed control method based on electric power spring | |
CN113054648A (en) | Improved whale algorithm-based direct-current micro-grid droop coefficient optimization method and system | |
JP6315680B2 (en) | Reduced model determination apparatus, reduced model determination method, and reduced model determination program | |
CN115549093B (en) | Method and system for online modeling and oscillation analysis of new energy power system | |
CN111799846A (en) | Distributed photovoltaic three-phase access capacity distribution calculation method | |
CN110266036A (en) | A kind of dimension reduction method of current transformer multidimensional frequency domain impedance | |
CN112186767B (en) | Optimization control method for frequency stability of island microgrid containing high-proportion renewable energy | |
CN110829465B (en) | Electric power system ultralow frequency oscillation risk assessment method considering dead zones of multiple speed regulators | |
CN114597914A (en) | Active power loop control method and device of virtual synchronous generator and electronic equipment | |
CN114513010A (en) | Power control method, device, electronic equipment and readable storage medium | |
CN113346561A (en) | Stability analysis method for energy storage droop compensation module | |
JP2018182982A (en) | Tidal flow calculation device, tidal flow calculation method, and tidal flow calculation program | |
Du et al. | Approximate model-free assessment of oscillation stability determined by the PLLs in a weakly grid-connected wind farm with multiple PMSGs | |
US20040037095A1 (en) | Distributed control method | |
Okou et al. | Decentralized multivariable voltage and speed regulator for large-scale power systems with guarantee of stability and transient performance | |
Neto et al. | Optimal current flow technique for distribution systems with renewable energy generation | |
CN116111615A (en) | New energy grid-connected broadband oscillation analysis method, device, equipment and medium |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20080213 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20090901 |
|
TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20090929 |
|
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20091030 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121113 Year of fee payment: 3 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20131113 Year of fee payment: 4 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |