JPH0583859A - フアジー理論による発電機の安定化制御方法 - Google Patents
フアジー理論による発電機の安定化制御方法Info
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- JPH0583859A JPH0583859A JP3268555A JP26855591A JPH0583859A JP H0583859 A JPH0583859 A JP H0583859A JP 3268555 A JP3268555 A JP 3268555A JP 26855591 A JP26855591 A JP 26855591A JP H0583859 A JPH0583859 A JP H0583859A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 大外乱と小外乱に適合するようファジー理論
に基づき、大外乱用、小外乱用および協調判断用の各フ
ァジー制御器を設計して、大小外乱に適合できる最適フ
ィードバック制御を発電機の安定化制御に適用するこ
と。 【構成】 大外乱用及び小外乱用の各ファジー制御器Ｆ
Ｕ１、ＦＵ２の実行により出力した制御操作量Ｕ1 (K)
、Ｕ2 (K) から、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３を
実行して、次式の最適なファジー制御操作量Ｕ(K) を決
定すること。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μs (K) （Ｕ2(K) −Ｕ1 (K) ） また、ファジー制御器ＦＵ３の実行により、角速度偏差
の大きさのメンバーシップ関数における小外乱領域のグ
レードμs (K) を出力し、ファジー制御器ＦＵ１の実行
（０≦μs (K) ＜１のとき）により出力した制御操作量
と、ファジー制御器ＦＵ２の実行（０＜μs (K) ≦１の
とき）により出力した制御操作量との和を最適なファジ
ー制御操作量Ｕ(K) とすること。
に基づき、大外乱用、小外乱用および協調判断用の各フ
ァジー制御器を設計して、大小外乱に適合できる最適フ
ィードバック制御を発電機の安定化制御に適用するこ
と。 【構成】 大外乱用及び小外乱用の各ファジー制御器Ｆ
Ｕ１、ＦＵ２の実行により出力した制御操作量Ｕ1 (K)
、Ｕ2 (K) から、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３を
実行して、次式の最適なファジー制御操作量Ｕ(K) を決
定すること。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μs (K) （Ｕ2(K) −Ｕ1 (K) ） また、ファジー制御器ＦＵ３の実行により、角速度偏差
の大きさのメンバーシップ関数における小外乱領域のグ
レードμs (K) を出力し、ファジー制御器ＦＵ１の実行
（０≦μs (K) ＜１のとき）により出力した制御操作量
と、ファジー制御器ＦＵ２の実行（０＜μs (K) ≦１の
とき）により出力した制御操作量との和を最適なファジ
ー制御操作量Ｕ(K) とすること。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、送電線路の三相地絡故
障などの大外乱および通常の小外乱に対処するファジー
理論を用いた発電機の安定化制御方法に関する。
障などの大外乱および通常の小外乱に対処するファジー
理論を用いた発電機の安定化制御方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来より、大外乱に対して、系統の安定
にしてかつ十分な収束性を得る制御手段および通常の小
外乱に対して発電機の端子電圧、出力電力、回転数を速
やかに規定値に戻す制御手段として、系統安定化装置
（ＰＳＳ）などが実施されているが、かかる手段は、あ
る狭い帯域の運転点で考察設計されたものであるので、
他の運転点においては必ずしも上記設定による最適な制
御効果を期待し得ないものである。
にしてかつ十分な収束性を得る制御手段および通常の小
外乱に対して発電機の端子電圧、出力電力、回転数を速
やかに規定値に戻す制御手段として、系統安定化装置
（ＰＳＳ）などが実施されているが、かかる手段は、あ
る狭い帯域の運転点で考察設計されたものであるので、
他の運転点においては必ずしも上記設定による最適な制
御効果を期待し得ないものである。
【０００３】そこで、前記欠点の解消を目的として、フ
ァジー理論を用いた発電機の安定化制御方法が提案され
ている（「ファジー制御法の応用によるオンライン電力
系統安定化制御」電気学会電力・エネルギー部門大会発
表、平成２年）。
ァジー理論を用いた発電機の安定化制御方法が提案され
ている（「ファジー制御法の応用によるオンライン電力
系統安定化制御」電気学会電力・エネルギー部門大会発
表、平成２年）。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】前記のファジー理論を
用いた発電機の安定化制御方法は、大外乱を対象として
なされたものであり、いわゆる小外乱に対する応答特性
は振動的で、短時間収束性が得られないという不都合な
点があった。
用いた発電機の安定化制御方法は、大外乱を対象として
なされたものであり、いわゆる小外乱に対する応答特性
は振動的で、短時間収束性が得られないという不都合な
点があった。
【０００５】本発明は、かかる点に鑑み、大外乱と小外
乱に適合するようファジー理論に基づき、大外乱用、小
外乱用および協調判断用の各ファジー制御器を設計し
て、大小の各外乱に適合できる最適フィードバック制御
を発電機制御に適用して、安定性、信頼性、収束性の高
い発電機の安定化制御方法をうることを目的とする。
乱に適合するようファジー理論に基づき、大外乱用、小
外乱用および協調判断用の各ファジー制御器を設計し
て、大小の各外乱に適合できる最適フィードバック制御
を発電機制御に適用して、安定性、信頼性、収束性の高
い発電機の安定化制御方法をうることを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明に係るファジー理
論による発電機の安定化制御方法は、前記の目的を達成
するために、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の実行によ
り制御操作量Ｕ1 (K) を出力し、小外乱用ファジー制御
器ＦＵ２の実行により制御操作量Ｕ2 (K) を出力し、協
調判断用ファジー制御器ＦＵ３の実行により、次式のフ
ァジー制御操作量Ｕ(K) を出力し、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋
μs (K) （Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K) ）（但し、μs (K) は角
速度偏差の大きさのメンバシップ関数における小外乱領
域のグレード）この操作量を自動電圧調整器に電気信号
として入力し、発電機の励磁を制御することにある。
論による発電機の安定化制御方法は、前記の目的を達成
するために、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の実行によ
り制御操作量Ｕ1 (K) を出力し、小外乱用ファジー制御
器ＦＵ２の実行により制御操作量Ｕ2 (K) を出力し、協
調判断用ファジー制御器ＦＵ３の実行により、次式のフ
ァジー制御操作量Ｕ(K) を出力し、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋
μs (K) （Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K) ）（但し、μs (K) は角
速度偏差の大きさのメンバシップ関数における小外乱領
域のグレード）この操作量を自動電圧調整器に電気信号
として入力し、発電機の励磁を制御することにある。
【０００７】また、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の
実行によりグレードμs (K) を出力し、大外乱用ファジ
ー制御器ＦＵ１の実行により制御操作量（１−μs (K)
）Ｕ1 (K) を出力し（但し、０≦μs (K) ＜１の場
合）、小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の実行により制御
操作量μs (K) Ｕ2 (K) を出力し（但し、０＜μs (K)
≦１の場合）、各ファジー制御器ＦＵ１、ＦＵ２の出力
和をファジー制御操作量Ｕ(K) として自動電圧調整器に
電気信号に代えて入力し、発電機の励磁を制御すること
にある。
実行によりグレードμs (K) を出力し、大外乱用ファジ
ー制御器ＦＵ１の実行により制御操作量（１−μs (K)
）Ｕ1 (K) を出力し（但し、０≦μs (K) ＜１の場
合）、小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の実行により制御
操作量μs (K) Ｕ2 (K) を出力し（但し、０＜μs (K)
≦１の場合）、各ファジー制御器ＦＵ１、ＦＵ２の出力
和をファジー制御操作量Ｕ(K) として自動電圧調整器に
電気信号に代えて入力し、発電機の励磁を制御すること
にある。
【０００８】
【作用】制御操作量Ｕ1 (K) 、Ｕ2 (K) は、発電機の角
速度偏差、出力電力の偏差、端子電圧よりファジー理論
に基づく荷重平均を求めることにより決定され、制御操
作量Ｕ(K) は、角速度偏差の大きさによりファジー理論
に基づいて、メンバシップ関数における小外乱領域のグ
レードをμs (K) として、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μs (K)
（Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K) ）より決定される。また、０≦μ
s (K) ＜１のときは、Ｕ1 (K) は（１−μs (K) ）Ｕ1
(K) として出力され、０＜μs (K) ≦１のときは、Ｕ2
(K)はμs (K) Ｕ2 (K) として出力される。
速度偏差、出力電力の偏差、端子電圧よりファジー理論
に基づく荷重平均を求めることにより決定され、制御操
作量Ｕ(K) は、角速度偏差の大きさによりファジー理論
に基づいて、メンバシップ関数における小外乱領域のグ
レードをμs (K) として、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μs (K)
（Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K) ）より決定される。また、０≦μ
s (K) ＜１のときは、Ｕ1 (K) は（１−μs (K) ）Ｕ1
(K) として出力され、０＜μs (K) ≦１のときは、Ｕ2
(K)はμs (K) Ｕ2 (K) として出力される。
【０００９】
【実施例】本発明に係る方法の実施例を図面を参照して
説明する。図１（Ａ）は系統安定化ファジー制御方式の
ブロック線図を示すものであり、ＦＵ１は発電機の角速
度ω(K) を入力する大外乱用ファジー制御器、ＦＵ２
は、上記大外乱用ファジー制御器ＦＵ１と同一構造にし
て角速度を入力とするファジー制御機ＦＵ２−ωと発電
機の端子電圧Ｖt (K) と出力電力Ｐe (K) を入力とする
ファジー制御器ＦＵ２−Ｐとからなる小外乱用ファジー
制御器、ＦＵ３は大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の出力
Ｕ1 (K) と小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の出力Ｕ
2 (K) とが入力され、発電機の角速度偏差の大きさ｜Δ
ω (K)｜によってＵ1 (K) を用いるか、Ｕ2 (K) を用い
るかをファジー理論的に判断する協調判断用ファジー制
御器である。そして、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３
の出力Ｕ(K) を発電機の自動電圧調整器へ入力し、励磁
を制御するものである。
説明する。図１（Ａ）は系統安定化ファジー制御方式の
ブロック線図を示すものであり、ＦＵ１は発電機の角速
度ω(K) を入力する大外乱用ファジー制御器、ＦＵ２
は、上記大外乱用ファジー制御器ＦＵ１と同一構造にし
て角速度を入力とするファジー制御機ＦＵ２−ωと発電
機の端子電圧Ｖt (K) と出力電力Ｐe (K) を入力とする
ファジー制御器ＦＵ２−Ｐとからなる小外乱用ファジー
制御器、ＦＵ３は大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の出力
Ｕ1 (K) と小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の出力Ｕ
2 (K) とが入力され、発電機の角速度偏差の大きさ｜Δ
ω (K)｜によってＵ1 (K) を用いるか、Ｕ2 (K) を用い
るかをファジー理論的に判断する協調判断用ファジー制
御器である。そして、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３
の出力Ｕ(K) を発電機の自動電圧調整器へ入力し、励磁
を制御するものである。
【００１０】而して、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１に
おける制御方式は、前記の電気学会電力・エネルギー部
門大会に発表されたものと同じで、制御対象とする発電
機の角速度ω(K) を観測し、その偏差Ｅw (K) の変化分
をΔＥw (K) とすると、 Ｅw (K) ＝Δω(K) ＝ω(K) −ωo （１） ΔＥw (K) ＝（Δω(K) −Δω(K-1) ）／Ｔ （２） ここで、ωo は基準角速度、Ｔはサンプル周期、ｋは時
刻である。Ｅw を横軸に、α1 ×ΔＥw を縦軸に取った
図２の位相平面にこれらを描くと、次のＰf (K) を得る
ことができる。 Ｐf (K) ＝Ｄe (K) 角θ(K) （３） ただし、 Ｄe (K) ＝〔Ｅw (K) 2 ＋（α1 ×ΔＥw (K))2 〕1/2 θ(K) ＝ｃｏｓ-1〔Ｅw (K) ／Ｄe(K) 〕 ここで、α1 は調整パラメータ、Ｄe は大きさ、θは位
相角である。制御操作量を決定するために、θ(K) から
の影響とＤe(K) からの影響を考慮して次のように考え
ることができる。まず、Ｐf (K) が、図２の位置によっ
て、第１象限に存在するとき制御操作量を減速方向に、
第３象限に存在するとき制御操作量を加速方向に、第
２，４象限に存在するとき制御操作量をθ＝１３５°、
３１５°前後で切り換えるという概念に基づき、図３
（Ａ）のθのメンバシップ関数を構成する。次に、Ｄ
e(K) に対して、その大きさに比例して制御操作量を大
きくし、制御を強めると同時に制御量の最大値を考慮し
た図３（Ｂ）のＤe のメンバシップ関数を定義する。
おける制御方式は、前記の電気学会電力・エネルギー部
門大会に発表されたものと同じで、制御対象とする発電
機の角速度ω(K) を観測し、その偏差Ｅw (K) の変化分
をΔＥw (K) とすると、 Ｅw (K) ＝Δω(K) ＝ω(K) −ωo （１） ΔＥw (K) ＝（Δω(K) −Δω(K-1) ）／Ｔ （２） ここで、ωo は基準角速度、Ｔはサンプル周期、ｋは時
刻である。Ｅw を横軸に、α1 ×ΔＥw を縦軸に取った
図２の位相平面にこれらを描くと、次のＰf (K) を得る
ことができる。 Ｐf (K) ＝Ｄe (K) 角θ(K) （３） ただし、 Ｄe (K) ＝〔Ｅw (K) 2 ＋（α1 ×ΔＥw (K))2 〕1/2 θ(K) ＝ｃｏｓ-1〔Ｅw (K) ／Ｄe(K) 〕 ここで、α1 は調整パラメータ、Ｄe は大きさ、θは位
相角である。制御操作量を決定するために、θ(K) から
の影響とＤe(K) からの影響を考慮して次のように考え
ることができる。まず、Ｐf (K) が、図２の位置によっ
て、第１象限に存在するとき制御操作量を減速方向に、
第３象限に存在するとき制御操作量を加速方向に、第
２，４象限に存在するとき制御操作量をθ＝１３５°、
３１５°前後で切り換えるという概念に基づき、図３
（Ａ）のθのメンバシップ関数を構成する。次に、Ｄ
e(K) に対して、その大きさに比例して制御操作量を大
きくし、制御を強めると同時に制御量の最大値を考慮し
た図３（Ｂ）のＤe のメンバシップ関数を定義する。
【００１１】そして、Ｄe とθのメンバシップ関数を用
いて、次のように荷重平均を取り、ファジー制御操作量
Ｕ1 (K) を算出する。 ただし、Ｎ1 、Ｐ1 は各々減速、加速方向の制御領域の
メンバシップ関数のラベル、μN1、μP1は各々Ｎ1 、Ｐ
1 のグレード、α2 はファジー領域、ＧはＤe のメンバ
シップ関数のラベル、μc はＧのグレード、α3 はＤe
の調整パラメータ、Ｕm は制御操作量の最大値である。
ここで、μP1(K) ＝１−μN1(K) となる関係から、
（４）式は次のように表わすことができる。 Ｕ1 (K) ＝（２μN1(K) −１）μc (K) Ｕm （５） なお、このＦＵ１の調整パラメータはα1 、α2 、α3
となる。
いて、次のように荷重平均を取り、ファジー制御操作量
Ｕ1 (K) を算出する。 ただし、Ｎ1 、Ｐ1 は各々減速、加速方向の制御領域の
メンバシップ関数のラベル、μN1、μP1は各々Ｎ1 、Ｐ
1 のグレード、α2 はファジー領域、ＧはＤe のメンバ
シップ関数のラベル、μc はＧのグレード、α3 はＤe
の調整パラメータ、Ｕm は制御操作量の最大値である。
ここで、μP1(K) ＝１−μN1(K) となる関係から、
（４）式は次のように表わすことができる。 Ｕ1 (K) ＝（２μN1(K) −１）μc (K) Ｕm （５） なお、このＦＵ１の調整パラメータはα1 、α2 、α3
となる。
【００１２】次に、小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の制
御方式について説明する。前記のように、小外乱用ファ
ジー制御器ＦＵ２は、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１と
同じ構造を持つファジー制御器ＦＵ２−ωと、発電機の
端子電圧Ｖtと出力電力Ｐe を観測して、ファジー制御
を実施するファジー制御器ＦＵ２−Ｐとから構成する。
ファジー制御器ＦＵ２−ωは大外乱用ファジー制御器Ｆ
Ｕ１と同様に角速度ωを観測し、ファジー制御器ＦＵ２
−Ｐと共に小外乱に対して調整パラメータを設計する。
ファジー制御器ＦＵ２−Ｐは、小外乱の特性を改善する
もので、次に示すように出力電力Ｐe の偏差ΔＰe (K)
の変化分ΔＥP (K) が正であれば発電機の励磁電圧Ｖt
を減少させ、出力電力Ｐe を減少させるファジー制御操
作量Ｕ22(K) を実施する。 ΔＥP (K) ＝（ΔＰe (K) −ΔＰe (K-1) ）／Ｔ （６） 一方逆に、ΔＥP (K) が負であれば励磁電圧Ｖf を増加
させ、出力電力Ｐe を増加させるファジー制御操作量Ｕ
22(K) を実施する。すなわち、Ｕ22(K) を決定するため
に、ΔＥP (K) が正ならばＵ22(K) を負に、ΔＥP (K)
が負ならばＵ22(K) が正に取るという概念から、図４の
ΔＥP (K)のメンバシップ関数を定義する。ただし、Ｎ
2 、Ｐ2 は各々ΔＥP (K) のメンバシップ関数のラベ
ル、μN2、μP2は各々Ｎ2 、Ｐ2のグレード、βは調整
パラメータである。
御方式について説明する。前記のように、小外乱用ファ
ジー制御器ＦＵ２は、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１と
同じ構造を持つファジー制御器ＦＵ２−ωと、発電機の
端子電圧Ｖtと出力電力Ｐe を観測して、ファジー制御
を実施するファジー制御器ＦＵ２−Ｐとから構成する。
ファジー制御器ＦＵ２−ωは大外乱用ファジー制御器Ｆ
Ｕ１と同様に角速度ωを観測し、ファジー制御器ＦＵ２
−Ｐと共に小外乱に対して調整パラメータを設計する。
ファジー制御器ＦＵ２−Ｐは、小外乱の特性を改善する
もので、次に示すように出力電力Ｐe の偏差ΔＰe (K)
の変化分ΔＥP (K) が正であれば発電機の励磁電圧Ｖt
を減少させ、出力電力Ｐe を減少させるファジー制御操
作量Ｕ22(K) を実施する。 ΔＥP (K) ＝（ΔＰe (K) −ΔＰe (K-1) ）／Ｔ （６） 一方逆に、ΔＥP (K) が負であれば励磁電圧Ｖf を増加
させ、出力電力Ｐe を増加させるファジー制御操作量Ｕ
22(K) を実施する。すなわち、Ｕ22(K) を決定するため
に、ΔＥP (K) が正ならばＵ22(K) を負に、ΔＥP (K)
が負ならばＵ22(K) が正に取るという概念から、図４の
ΔＥP (K)のメンバシップ関数を定義する。ただし、Ｎ
2 、Ｐ2 は各々ΔＥP (K) のメンバシップ関数のラベ
ル、μN2、μP2は各々Ｎ2 、Ｐ2のグレード、βは調整
パラメータである。
【００１３】そして、次式のように荷重平均を取りファ
ジー制御操作量Ｕ22(K) を算出する。 ただし、Ｕ22(K) における制御操作量の最大値は、ΔＥ
P (K) の大きさに対して、発電機の端子電圧を制御する
意図からＶtとする。ここで、μP2(K) ＝１−μN2(K)
となる関係から、（７）式は次式のように簡単に表わす
ことができる。 Ｕ22(K) ＝（２μN2(K) −１）Ｖt (K) （８） よって、小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の制御操作量Ｕ
2 (K) は次のようになる。 Ｕ2 (K) ＝Ｕ21(K) ＋Ｕ22(K) （９） ただし、Ｕ21はＦＵ２−ωで決定された操作量である。
なお、ＦＵ２におけるＦＵ２−ωの調整パラメータはα
1 、α2 、α3 、ＦＵ２−Ｐの調整パラメータはβであ
る。
ジー制御操作量Ｕ22(K) を算出する。 ただし、Ｕ22(K) における制御操作量の最大値は、ΔＥ
P (K) の大きさに対して、発電機の端子電圧を制御する
意図からＶtとする。ここで、μP2(K) ＝１−μN2(K)
となる関係から、（７）式は次式のように簡単に表わす
ことができる。 Ｕ22(K) ＝（２μN2(K) −１）Ｖt (K) （８） よって、小外乱用ファジー制御器ＦＵ２の制御操作量Ｕ
2 (K) は次のようになる。 Ｕ2 (K) ＝Ｕ21(K) ＋Ｕ22(K) （９） ただし、Ｕ21はＦＵ２−ωで決定された操作量である。
なお、ＦＵ２におけるＦＵ２−ωの調整パラメータはα
1 、α2 、α3 、ＦＵ２−Ｐの調整パラメータはβであ
る。
【００１４】次に協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の制
御方式について説明する。協調判断用ファジー制御器Ｆ
Ｕ３は、大外乱用の制御操作量Ｕ1 (K) と小外乱用の制
御操作量Ｕ2 (K) との最適な組合せを求めるためのもの
で、外乱の大小を角速度偏差Δω(K) の大きさでファジ
ー理論的に判断してファジー制御操作量を決定する。す
なわち、角速度偏差Δω(K) の大きさが大きいならばＵ
1 (K) を採用し、Δω(K) が小さいならばＵ2 (K) を採
用するという概念に基づき次のようにファジー制御操作
量を求める。まず、Δω(K) を観測し、その絶対値｜Δ
ω(K) ｜のメンバシップ関数を図５のように構成する。
ただし、ＳU2、ＢU1は各々Ｕ2 、Ｕ1 における制御領域
のメンバシップ関数のラベル、μs 、μB は各々ＳU2、
ＢU1のグレード、γ1 、γ2 は調整パラメータである。
御方式について説明する。協調判断用ファジー制御器Ｆ
Ｕ３は、大外乱用の制御操作量Ｕ1 (K) と小外乱用の制
御操作量Ｕ2 (K) との最適な組合せを求めるためのもの
で、外乱の大小を角速度偏差Δω(K) の大きさでファジ
ー理論的に判断してファジー制御操作量を決定する。す
なわち、角速度偏差Δω(K) の大きさが大きいならばＵ
1 (K) を採用し、Δω(K) が小さいならばＵ2 (K) を採
用するという概念に基づき次のようにファジー制御操作
量を求める。まず、Δω(K) を観測し、その絶対値｜Δ
ω(K) ｜のメンバシップ関数を図５のように構成する。
ただし、ＳU2、ＢU1は各々Ｕ2 、Ｕ1 における制御領域
のメンバシップ関数のラベル、μs 、μB は各々ＳU2、
ＢU1のグレード、γ1 、γ2 は調整パラメータである。
【００１５】そして、次式のように荷重平均を取り、フ
ァジー制御操作量Ｕ(K) を算出する。 μB (K) ＝１−μS (K) なる関係から（10）式を次式
のように表わすことができ、本ファジー制御操作量が算
出されたことになる。ただし、｜Ｕ(K) ｜は制御操作量
の最大値Ｕm 以内とする。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μS (K)(Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K)) （11） なお、ＦＵ３の調整パラメータはγ1 、γ2 となる。
ァジー制御操作量Ｕ(K) を算出する。 μB (K) ＝１−μS (K) なる関係から（10）式を次式
のように表わすことができ、本ファジー制御操作量が算
出されたことになる。ただし、｜Ｕ(K) ｜は制御操作量
の最大値Ｕm 以内とする。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μS (K)(Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K)) （11） なお、ＦＵ３の調整パラメータはγ1 、γ2 となる。
【００１６】図１（Ｂ）は、上記(11)式の計算処理を減
少させることを意図して、図１（Ａ）の協調判断用ファ
ジー制御器ＦＵ３を処理過程の前段に置いたものを示
す。而して、この場合のＦＵ３′は、実行によってμS
(K) を出力する協調判断用ファジー制御器とて機能し、
ＦＵ１′は、０≦μS (K) ＜１の場合に実行して、（１
−μS (K))Ｕ1 (K) を出力する大外乱用ファジー制御器
として機能し、またＦＵ２′は、０＜μS (K) ≦１の場
合に実行して、μS (K) Ｕ2 (K) を出力する小外乱用フ
ァジー制御器として機能する。そして、ファジー制御器
ＦＵ１′、ＦＵ２′の出力和をファジー制御操作量Ｕ
(K) とするものである。
少させることを意図して、図１（Ａ）の協調判断用ファ
ジー制御器ＦＵ３を処理過程の前段に置いたものを示
す。而して、この場合のＦＵ３′は、実行によってμS
(K) を出力する協調判断用ファジー制御器とて機能し、
ＦＵ１′は、０≦μS (K) ＜１の場合に実行して、（１
−μS (K))Ｕ1 (K) を出力する大外乱用ファジー制御器
として機能し、またＦＵ２′は、０＜μS (K) ≦１の場
合に実行して、μS (K) Ｕ2 (K) を出力する小外乱用フ
ァジー制御器として機能する。そして、ファジー制御器
ＦＵ１′、ＦＵ２′の出力和をファジー制御操作量Ｕ
(K) とするものである。
【００１７】而して、大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の
調整パラメータの値とファジー制御器ＦＵ２−ωの調整
パラメータの値とがほぼ一致している場合には、前記の
ファジー制御操作量Ｕ(K) は、（11）式と（９）式か
ら、次式に置くことができ、ファジー制御器を一台減少
させることができる。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μS (K) Ｕ22(K) （12）
調整パラメータの値とファジー制御器ＦＵ２−ωの調整
パラメータの値とがほぼ一致している場合には、前記の
ファジー制御操作量Ｕ(K) は、（11）式と（９）式か
ら、次式に置くことができ、ファジー制御器を一台減少
させることができる。 Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K) ＋μS (K) Ｕ22(K) （12）
【００１８】次に、ファジー制御器の設計手順について
説明する。一般に、ファジー制御器の調整パラメータ
は、標準外乱に対して評価関数を最小にするようにシミ
ュレーション実験を実施して決定される。よって、前記
の大外乱用ファジー制御器ＦＵ１、小外乱用ファジー制
御器ＦＵ２、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の各調整
パラメータを次の設計手順で決定する。 手順１：定格近傍の状態（有効電力（Ｐeo）１．０ＰＵ
ＭＷ、無効電力（Ｑeo）０．３２８ＰＵＭＷ、遅れ力率
０．９５）で、故障などの大外乱および通常の小外乱を
想定する。例えば、 (1) 図６に示す発電システムを構成する基本的な一機
無限大母線系統のｆ点で一回線三相地絡が発生し、発生
後０．１秒で故障回路をしゃ断する（大外乱）。 (2) 回転子位置偏差Δδ＝０．０５rad を与える（小
外乱）。 手順２：大外乱、小外乱、大小外乱の評価関数を各々Ｊ
1 、Ｊ2、Ｊ3 として次のように定義する。 Ｊ1 ＝Σ｜Δω1 (K) ｜ｔ （13） Ｊ2 ＝Σ｜Δω2 (K) ｜ｔ （14） Ｊ3 ＝Ｊ1 ＋Ｊ2 （15） ただし、Δω1 (K) 、Δω2 (K) は各々手順１の(1) 、
(2) を系統に与えた場合の角速度偏差である。 手順３：ＦＵ１のみをモデル系統に実施した（すなわ
ち、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K))系に対し、手順１の(1) の大外乱
を用いて、ＦＵ１の調整パラメータα1 、α2 、α3 を
シミュレーション実験によって（13）式が最小になるよ
う設計する。 手順４：ＦＵ２のみをモデル系統に実施した（すなわ
ち、Ｕ(K) ＝Ｕ2 (K))系に対し、手順１の(2) の小外乱
を用いて、ＦＵ２の調整パラメータα1 、α2 、α3 を
シミュレーション実験によって（14）式が最小になるよ
う設計する。 手順５：手順３，４で得られた結果を用いて本安定化制
御方式をモデル系統に実施し手順１の大小外乱に対し
て、ＦＵ３の調整パラメータγ1 、γ2 をシミュレーシ
ョン実験によって（15）式が最小になるよう設計する。
説明する。一般に、ファジー制御器の調整パラメータ
は、標準外乱に対して評価関数を最小にするようにシミ
ュレーション実験を実施して決定される。よって、前記
の大外乱用ファジー制御器ＦＵ１、小外乱用ファジー制
御器ＦＵ２、協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の各調整
パラメータを次の設計手順で決定する。 手順１：定格近傍の状態（有効電力（Ｐeo）１．０ＰＵ
ＭＷ、無効電力（Ｑeo）０．３２８ＰＵＭＷ、遅れ力率
０．９５）で、故障などの大外乱および通常の小外乱を
想定する。例えば、 (1) 図６に示す発電システムを構成する基本的な一機
無限大母線系統のｆ点で一回線三相地絡が発生し、発生
後０．１秒で故障回路をしゃ断する（大外乱）。 (2) 回転子位置偏差Δδ＝０．０５rad を与える（小
外乱）。 手順２：大外乱、小外乱、大小外乱の評価関数を各々Ｊ
1 、Ｊ2、Ｊ3 として次のように定義する。 Ｊ1 ＝Σ｜Δω1 (K) ｜ｔ （13） Ｊ2 ＝Σ｜Δω2 (K) ｜ｔ （14） Ｊ3 ＝Ｊ1 ＋Ｊ2 （15） ただし、Δω1 (K) 、Δω2 (K) は各々手順１の(1) 、
(2) を系統に与えた場合の角速度偏差である。 手順３：ＦＵ１のみをモデル系統に実施した（すなわ
ち、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K))系に対し、手順１の(1) の大外乱
を用いて、ＦＵ１の調整パラメータα1 、α2 、α3 を
シミュレーション実験によって（13）式が最小になるよ
う設計する。 手順４：ＦＵ２のみをモデル系統に実施した（すなわ
ち、Ｕ(K) ＝Ｕ2 (K))系に対し、手順１の(2) の小外乱
を用いて、ＦＵ２の調整パラメータα1 、α2 、α3 を
シミュレーション実験によって（14）式が最小になるよ
う設計する。 手順５：手順３，４で得られた結果を用いて本安定化制
御方式をモデル系統に実施し手順１の大小外乱に対し
て、ＦＵ３の調整パラメータγ1 、γ2 をシミュレーシ
ョン実験によって（15）式が最小になるよう設計する。
【００１９】次に、前記のファジー制御による安定化制
御方法を図６の一機無限大母線系へ適用した場合の応答
特性をいくつかの従来法と比較する。図７は、ファジー
制御を実施しない、いわゆる無制御の応答で、（Ａ）が
設計手順の１の(1) における大外乱が発生した場合で、
不安定となっている。（Ｂ）は、設計手順１の(2) にお
ける小外乱が発生した場合で、振動的となっている。図
８（Ａ）（Ｂ）における（イ）は、ＦＵ１の制御で調整
パラメータα1 、α2 、α3 を大外乱に対して（13）式
の評価関数Ｊ1 が最小になるよう設計した場合で、電気
学会発表の手法に相当する（ケース１）。また、（ロ）
は、ＦＵ１の制御で調整パラメータα1 、α2 、α3 を
小外乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよ
う設計した場合である（ケース２）。図９は、本安定化
制御手法を実施した場合の大外乱、小外乱の応答特性で
ある。すなわち、設計の手順１〜５に従い、まず、ＦＵ
１の調整パラメータα1 、α2 、α3 を大外乱に対して
（13）式の評価関数Ｊ1 が最小になるよう設計し、ま
た、ＦＵ２の調整パラメータα1 、α2 、α3 、βを小
外乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよう
設計する。次に設計されたＦＵ１、ＦＵ２を用いて、Ｆ
Ｕ３の調整パラメータγ1 、γ2 を大小外乱に対して
（15）式の評価関数Ｊ3 が最小になるよう決定したとき
の応答である（ケース３）。
御方法を図６の一機無限大母線系へ適用した場合の応答
特性をいくつかの従来法と比較する。図７は、ファジー
制御を実施しない、いわゆる無制御の応答で、（Ａ）が
設計手順の１の(1) における大外乱が発生した場合で、
不安定となっている。（Ｂ）は、設計手順１の(2) にお
ける小外乱が発生した場合で、振動的となっている。図
８（Ａ）（Ｂ）における（イ）は、ＦＵ１の制御で調整
パラメータα1 、α2 、α3 を大外乱に対して（13）式
の評価関数Ｊ1 が最小になるよう設計した場合で、電気
学会発表の手法に相当する（ケース１）。また、（ロ）
は、ＦＵ１の制御で調整パラメータα1 、α2 、α3 を
小外乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよ
う設計した場合である（ケース２）。図９は、本安定化
制御手法を実施した場合の大外乱、小外乱の応答特性で
ある。すなわち、設計の手順１〜５に従い、まず、ＦＵ
１の調整パラメータα1 、α2 、α3 を大外乱に対して
（13）式の評価関数Ｊ1 が最小になるよう設計し、ま
た、ＦＵ２の調整パラメータα1 、α2 、α3 、βを小
外乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよう
設計する。次に設計されたＦＵ１、ＦＵ２を用いて、Ｆ
Ｕ３の調整パラメータγ1 、γ2 を大小外乱に対して
（15）式の評価関数Ｊ3 が最小になるよう決定したとき
の応答である（ケース３）。
【００２０】図１０は、ＦＵ２のα1 、α2 、α3 とし
てＦＵ１の値を用いて設計した本安定化制御手法を実施
したときの応答である。すなわち、ＦＵ１、ＦＵ２のα
1 、α2 、α3 がほぼ一致した場合で、ＦＵ２の設計に
際してＦＵ１のα1 、α2 、α3 を用い、βのみを小外
乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよう設
計する。そして、設計されたＦＵ１、ＦＵ２を用いて、
ＦＵ３の調整パラメータγ1 、γ2 を大小外乱に対して
（15）式の評価関数Ｊ3 が最小になるよう決定した場合
である（ケース４）。図１１は、従来のＰＳＳを実施し
大小外乱を系に与えた場合の応答特性である（ケース
５）。表１は図８〜１１の評価関数値をまとめたもので
ある。図９，１０の本手法は、図７，８，１１の応答と
比較して、収束性、安定性に対して非常に優れており、
振動も非常に少ない良好な特性となっている。更に表１
より理解されるように、図９の本手法は、図８の（イ）
と比較すると、評価関数値を２３％〜４４９．５％減少
させることができた。
てＦＵ１の値を用いて設計した本安定化制御手法を実施
したときの応答である。すなわち、ＦＵ１、ＦＵ２のα
1 、α2 、α3 がほぼ一致した場合で、ＦＵ２の設計に
際してＦＵ１のα1 、α2 、α3 を用い、βのみを小外
乱に対して（14）式の評価関数Ｊ2 が最小になるよう設
計する。そして、設計されたＦＵ１、ＦＵ２を用いて、
ＦＵ３の調整パラメータγ1 、γ2 を大小外乱に対して
（15）式の評価関数Ｊ3 が最小になるよう決定した場合
である（ケース４）。図１１は、従来のＰＳＳを実施し
大小外乱を系に与えた場合の応答特性である（ケース
５）。表１は図８〜１１の評価関数値をまとめたもので
ある。図９，１０の本手法は、図７，８，１１の応答と
比較して、収束性、安定性に対して非常に優れており、
振動も非常に少ない良好な特性となっている。更に表１
より理解されるように、図９の本手法は、図８の（イ）
と比較すると、評価関数値を２３％〜４４９．５％減少
させることができた。
【表１】
【００２１】実際の場合、故障回線を正確に指定された
時間で除去することはできない。図１２は、故障回線除
去時間ｔc の変動に伴う評価関数Ｊ1 の変化を示したも
のである。ただし、ｔc ＝０．１秒で設計した制御を用
いてｔc を変化させたものである。図１２より理解され
るように、ケース４の本手法は、ケース１よりも安定な
範囲が広い。図１３は、図１２のｔc ＝０．１４秒のと
きの大外乱に対する応答である。ケース１は不安定とな
り、ケース４の本手法は、振動的であるが安定となって
いる。図１４は、運転点の変更に対するＪ3 の大きさに
ついて、ケース４の本手法とケース１とを比較したもの
で、特性１，２が本手法、特性３，４がケース１であ
る。特性１，３は、いずれの出力点においても遅れ力率
０．９５、特性２，４は、いずれの出力点においても遅
れ力率０．８５である。ただし、特性１，２の制御手法
は、図１０と同じ定格近傍の遅れ力率０．９５で設計し
た場合である。特性３，４の制御手法は、定格近傍の遅
れ力率０．９５で設計したケース１の場合である。図１
４より理解されるように、出力の減少と共にＪ3 は小さ
くなる。特に、全出力範囲において本手法はケース１よ
りもＪ3が小さくなっており、良好な特性が期待され
る。図１５は、図１４におけるＰ＝０．４ｐｕＭＷ、遅
れ力率０．８５の大外乱と小外乱の応答である。本手法
は、ケース１と比較して、振動も小さく収束も速いこと
がわかる。
時間で除去することはできない。図１２は、故障回線除
去時間ｔc の変動に伴う評価関数Ｊ1 の変化を示したも
のである。ただし、ｔc ＝０．１秒で設計した制御を用
いてｔc を変化させたものである。図１２より理解され
るように、ケース４の本手法は、ケース１よりも安定な
範囲が広い。図１３は、図１２のｔc ＝０．１４秒のと
きの大外乱に対する応答である。ケース１は不安定とな
り、ケース４の本手法は、振動的であるが安定となって
いる。図１４は、運転点の変更に対するＪ3 の大きさに
ついて、ケース４の本手法とケース１とを比較したもの
で、特性１，２が本手法、特性３，４がケース１であ
る。特性１，３は、いずれの出力点においても遅れ力率
０．９５、特性２，４は、いずれの出力点においても遅
れ力率０．８５である。ただし、特性１，２の制御手法
は、図１０と同じ定格近傍の遅れ力率０．９５で設計し
た場合である。特性３，４の制御手法は、定格近傍の遅
れ力率０．９５で設計したケース１の場合である。図１
４より理解されるように、出力の減少と共にＪ3 は小さ
くなる。特に、全出力範囲において本手法はケース１よ
りもＪ3が小さくなっており、良好な特性が期待され
る。図１５は、図１４におけるＰ＝０．４ｐｕＭＷ、遅
れ力率０．８５の大外乱と小外乱の応答である。本手法
は、ケース１と比較して、振動も小さく収束も速いこと
がわかる。
【００２２】
【発明の効果】本発明に係るファジー理論による発電機
の安定化制御方法によれば、 (a) 大小外乱とモデル系統の非線形性を考慮して制御
操作量を求めることができる。 (b) 従来のＰＳＳ制御などと比較して、より良好な制
御結果を得ることができる。 (c) 調整パラメータの一設計法に基づく本ファジー制
御器は、基準となる大小外乱に対して、十分な最適性を
保証することができる。 (d) 従来提案されているファジー制御器と比較して、
調整パラメータが増加するが、より細かい設定が可能で
あり、調整パラメータの一設計法に基づいて系統的にこ
れらは決定でき、得られた特性も良好である。 (e) 故障回線除去時間の変動や運転点の変更に対する
応答特性において、本手法は従来の手法と比較し、良好
で、安定性も高く、ロバスト性に優れている。
の安定化制御方法によれば、 (a) 大小外乱とモデル系統の非線形性を考慮して制御
操作量を求めることができる。 (b) 従来のＰＳＳ制御などと比較して、より良好な制
御結果を得ることができる。 (c) 調整パラメータの一設計法に基づく本ファジー制
御器は、基準となる大小外乱に対して、十分な最適性を
保証することができる。 (d) 従来提案されているファジー制御器と比較して、
調整パラメータが増加するが、より細かい設定が可能で
あり、調整パラメータの一設計法に基づいて系統的にこ
れらは決定でき、得られた特性も良好である。 (e) 故障回線除去時間の変動や運転点の変更に対する
応答特性において、本手法は従来の手法と比較し、良好
で、安定性も高く、ロバスト性に優れている。
【図１】本発明の実施例を示すファジー制御方式のブロ
ック線図にして、図１（Ａ），（Ｂ）は異なる実施例で
ある。
ック線図にして、図１（Ａ），（Ｂ）は異なる実施例で
ある。
【図２】角速度偏差とその変化分からなるＰf (K) のＤ
e (K) とθ(K) を求める位相平面図である。
e (K) とθ(K) を求める位相平面図である。
【図３】メンバシップ関数を示し、図３（Ａ）はθのメ
ンバシップ関数、図３（Ｂ）はＤe のメンバシップ関数
を示すものである。
ンバシップ関数、図３（Ｂ）はＤe のメンバシップ関数
を示すものである。
【図４】ΔＥP (K) のメンバシップ関数を示すものであ
る。
る。
【図５】｜Δω(K) ｜のメンバシップ関数を示すもので
ある。
ある。
【図６】一機無限大母線系統の発電システムモデル図で
ある。
ある。
【図７】無制御の場合の大小外乱に対する応答特性図で
ある。
ある。
【図８】ケース１，２の大小外乱に対する応答特性図で
ある。
ある。
【図９】ケース３の大小外乱に対する応答特性図であ
る。
る。
【図１０】ケース４の大小外乱に対する応答特性図であ
る。
る。
【図１１】ケース５の大小外乱に対する応答特性図であ
る。
る。
【図１２】評価関数（Ｊ1 ）−故障回線除去時間
（ｔc ）特性図である。
（ｔc ）特性図である。
【図１３】故障回線除去時間（ｔc ）の変動における大
外乱に対する応答特性図である。
外乱に対する応答特性図である。
【図１４】評価関数（Ｊ3 ）−有効電力（Ｐeo）特性図
である。
である。
【図１５】運転点変更における大小外乱に対する応答特
性図である。
性図である。
ＦＵ１ 大外乱用ファジー制御器 ＦＵ２ 小外乱用ファジー制御器 ＦＵ３ 協調判断用ファジー制御器 Ｕ(K) ファジー制御操作量
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 マルザン アジズ イスカンダル 神奈川県秦野市南矢名179 大原荘第16号 室 (72)発明者 鈴木 昭男 東京都中央区銀座六丁目15番１号 電源開 発株式会社内 (72)発明者 石関 光男 東京都江東区深川二丁目２番18号 株式会 社開発計算センター内
Claims (2)
- 【請求項１】 大外乱用ファジー制御器ＦＵ１の実行に
より制御操作量Ｕ1 (K) を出力し、小外乱用ファジー制
御器ＦＵ２の実行により制御操作量Ｕ2 (K) を出力し、
協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の実行により、次式の
ファジー制御操作量Ｕ(K) を出力し、Ｕ(K) ＝Ｕ1 (K)
＋μs (K) （Ｕ2 (K) −Ｕ1 (K) ）（但し、μs (K) は
角速度偏差の大きさのメンバシップ関数における小外乱
領域のグレード）この操作量を自動電圧調整器に電気信
号として入力し、発電機の励磁を制御することを特徴と
するファジー理論による発電機の安定化制御方法。 - 【請求項２】 協調判断用ファジー制御器ＦＵ３の実行
によりグレードμs (K) を出力し、大外乱用ファジー制
御器ＦＵ１の実行により制御操作量（１−μs (K) ）Ｕ
1 (K) を出力し（但し、０≦μs (K) ＜１の場合）、小
外乱用ファジー制御器ＦＵ２の実行により制御操作量μ
s (K) Ｕ2 (K) を出力し（但し、０＜μs (K) ≦１の場
合）、各ファジー制御器ＦＵ１、ＦＵ２の出力和をファ
ジー制御操作量Ｕ(K) として自動電圧調整器に電気信号
に代えて入力し、発電機の励磁を制御することを特徴と
するファジー理論による発電機の安定化制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3268555A JPH0583859A (ja) | 1991-09-20 | 1991-09-20 | フアジー理論による発電機の安定化制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3268555A JPH0583859A (ja) | 1991-09-20 | 1991-09-20 | フアジー理論による発電機の安定化制御方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0583859A true JPH0583859A (ja) | 1993-04-02 |
Family
ID=17460159
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3268555A Pending JPH0583859A (ja) | 1991-09-20 | 1991-09-20 | フアジー理論による発電機の安定化制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0583859A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH08182394A (ja) * | 1994-07-29 | 1996-07-12 | Kumamoto Univ | 電力系統安定化装置 |
| CN105574240A (zh) * | 2015-12-11 | 2016-05-11 | 中国电力科学研究院 | 基于多馈入交直流系统关键直流电压稳定性的判别方法 |
-
1991
- 1991-09-20 JP JP3268555A patent/JPH0583859A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH08182394A (ja) * | 1994-07-29 | 1996-07-12 | Kumamoto Univ | 電力系統安定化装置 |
| CN105574240A (zh) * | 2015-12-11 | 2016-05-11 | 中国电力科学研究院 | 基于多馈入交直流系统关键直流电压稳定性的判别方法 |
| CN105574240B (zh) * | 2015-12-11 | 2019-11-08 | 中国电力科学研究院 | 基于多馈入交直流系统关键直流电压稳定性的判别方法 |
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