儲能型柔性勵磁系統(tǒng)阻尼控制機(jī)理分析及參數(shù)快速整定

中圖分類號：TK513.5文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引言

近年來，大規(guī)?？稍偕茉唇柚娏﹄娮友b置接入電力系統(tǒng)，影響了電力系統(tǒng)的機(jī)電振蕩模式，增加了電力系統(tǒng)振蕩風(fēng)險[1-5]。此外，高比例新能源接入對系統(tǒng)調(diào)峰提出更高要求，部分機(jī)組的運(yùn)行范圍變寬，對阻尼控制器的參數(shù)適應(yīng)性提出了更高的要求[。因此，高比例新能源消納，電力系統(tǒng)穩(wěn)定能力提升等問題備受關(guān)注。

目前，工程中主要通過利用發(fā)電機(jī)勵磁系統(tǒng)的電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（Power System Stability，PSS）提升電力系統(tǒng)的小干擾穩(wěn)定性，并且針對低頻振蕩寬頻化、多元化的問題，提出了多頻段電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS4B）、改進(jìn)型電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS-NEW-B）[]等改進(jìn)PSS本體結(jié)構(gòu)以增大PSS低頻段增益，提升對寬頻振蕩的抑制能力。但對PSS本體的研究受限于單控制通道，難以較好地兼顧對寬頻段低頻振蕩的抑制[8]。因此，有學(xué)者提出柔性勵磁系統(tǒng)[9-12]：一種基于大功率電力電子全控器件的新型勵磁系統(tǒng)，具有雙阻尼通道，可有效提升勵磁系統(tǒng)提升電力系統(tǒng)穩(wěn)定性的能力。

已有較多文獻(xiàn)對柔性勵磁系統(tǒng)的穩(wěn)定控制展開研究。Yang等[13]分析了柔性勵磁系統(tǒng)提升電力系統(tǒng)阻尼的機(jī)理。許多學(xué)者提出阻尼控制器的參數(shù)設(shè)計方法。Chen等[4]基于線性最優(yōu)控制方法開展了動模試驗，相比基于晶閘管的常規(guī)勵磁系統(tǒng)，柔性勵磁系統(tǒng)對提升電力系統(tǒng)暫態(tài)性能及穩(wěn)態(tài)性能效果顯著。Zhang等[15]提出了一種新型控制器結(jié)構(gòu)用于提升其在低頻振蕩低頻段的阻尼比，并開展了數(shù)模仿真試驗，結(jié)果表明相對于常規(guī)勵磁系統(tǒng)，新型控制器結(jié)構(gòu)的柔性勵磁系統(tǒng)在不同故障及不同頻率的低頻振蕩下均可有效提升系統(tǒng)阻尼比 10% 以上。Zhang等[1]提出了柔性勵磁系統(tǒng)阻尼控制器協(xié)調(diào)優(yōu)化方法，通過工程試驗驗證了所提出方法的有效性。程麗平[17]提出了儲能型柔性勵磁系統(tǒng)的概念，基于線性最優(yōu)控制理論設(shè)計了協(xié)調(diào)控制器并進(jìn)行了仿真驗證，結(jié)果表明其在各種擾動下均能改善系統(tǒng)阻尼，抑制機(jī)組振蕩，并且在短路故障、直流閉鎖導(dǎo)致電壓波動時具有快速的電壓支撐能力。

儲能型柔性勵磁系統(tǒng)是在一般柔性勵磁系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，將儲能并聯(lián)在直流電容兩側(cè)，具有勵磁電壓、網(wǎng)側(cè)無功、網(wǎng)側(cè)有功3個控制變量，為系統(tǒng)提供三阻尼控制通道。雖然對柔性勵磁系統(tǒng)的控制方法已有較多的研究，其工程可行性也得到了驗證，但是阻尼控制器參數(shù)設(shè)計大多依賴于數(shù)學(xué)模型分析及離線計算，參數(shù)設(shè)計復(fù)雜。為解決這些問題，本文以儲能型柔性勵磁系統(tǒng)為研究對象，設(shè)置儲能單元經(jīng)雙向斬波裝置與柔性勵磁系統(tǒng)的穩(wěn)壓電容并聯(lián)，為發(fā)電機(jī)提供附加有功功率、無功功率的雙阻尼控制通道，建立基于儲能型柔性勵磁的單機(jī)無窮大系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型并進(jìn)行轉(zhuǎn)矩分析，量化分析影響有功、無功通道定轉(zhuǎn)子阻尼轉(zhuǎn)矩的因素，進(jìn)而對無補(bǔ)償相頻特性進(jìn)行機(jī)理分析，得到快速整定有功及無功阻尼控制器參數(shù)的設(shè)計方法。最后，在MATLAB/Simulink平臺搭建系統(tǒng)模型，進(jìn)行小擾動試驗，驗證所提整定方法的有效性。

1 數(shù)學(xué)模型

基于儲能型柔性勵磁系統(tǒng)的單機(jī)無窮大系統(tǒng)如圖1所示。多機(jī)系統(tǒng)可以等值為單機(jī)無窮大系統(tǒng)進(jìn)行分析[18]。儲能型柔性勵磁系統(tǒng)由勵磁變壓器、整流裝置、穩(wěn)壓電容器、勵磁側(cè)斬波裝置、儲能系統(tǒng)、儲能側(cè)斬波裝置組成。儲能系統(tǒng)經(jīng)儲能側(cè)斬波裝置與穩(wěn)壓電容并聯(lián)，與勵磁系統(tǒng)共同經(jīng)整流裝置并網(wǎng)，實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)有功、無功功率可控。通過控制柔性勵磁系統(tǒng)交流側(cè)注入機(jī)端的有功功率 P_c 、柔性勵磁系統(tǒng)交流側(cè)注入機(jī)端的無功功率 分別增加了附加有功、無功阻尼控制通道，與勵磁側(cè)阻尼通道構(gòu)成三阻尼控制通道，提升發(fā)電機(jī)的穩(wěn)定控制能力。其中，勵磁電壓 E_fd 由電壓調(diào)節(jié)器（Automatic VoltageRegulator，AVR）和PSS控制， 由無功阻尼控制器（Reactive Power DampingController，RPDC）控制， P_c 由有功阻尼控制器（Active PowerDampingController，APDC）控制。圖1中， U_t 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓， I_t 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電流， δ 為發(fā)電機(jī)功角， x_T 為主變壓器電抗， x_L 為輸電線路電抗， U_s 為等效無窮大母線電壓，EC為儲能系統(tǒng)。

考慮儲能型柔性勵磁系統(tǒng)與電力系統(tǒng)交換的有功和無功功率，圖1所示系統(tǒng)的線性化數(shù)學(xué)模型為

式中： Δδ 為發(fā)電機(jī)功角偏差（rad）； ω₀ 為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速基準(zhǔn)值（rad/s）； Δω 為轉(zhuǎn)速偏差（pu）； ΔE_q^′ 為發(fā)電機(jī)q軸暫態(tài)電勢偏差（pu）； ， 、 ΔE_q^′ 分別為 Δδ? ， Δω 、 ΔE_q^′ 的一階微分； ΔE_fd 為勵磁電壓偏差（ ?pu） ： D 為阻尼系數(shù)； T_J 為轉(zhuǎn)子慣性時間（s）；T_d0^′ 為轉(zhuǎn)子開路時間（s）； K₁-K₄， ， K_Q1 ， K_Q2 、 K_Pl- K_P3 分別為系統(tǒng)非線性模型在系統(tǒng)初始穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)處線性化的系數(shù)，與系統(tǒng)電抗參數(shù)、穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時的電壓、功角等電氣量相關(guān)。

基于儲能型柔性勵磁的單機(jī)無窮大系統(tǒng)的Philips-Heffron模型如圖2所示。 K_p1-K_p3 的表達(dá)式分別為[8]

式中： u_td0 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓 d 軸分量穩(wěn)態(tài)值； u_tq0 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓 q 軸分量穩(wěn)態(tài)值； i_td0 為發(fā)電機(jī)機(jī) 端電流 d 軸分量穩(wěn)態(tài)值； i_tq0 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電流 q 軸 分量穩(wěn)態(tài)值； U_n 為發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓穩(wěn)態(tài)值； x_d^′ 為直 軸暫態(tài)電抗； x_q 為交軸同步電抗； x_TL，x_qΣ 、 x_dΣ^′ 均為 中間變量，表達(dá)式分別如式（5）一式（7）所示， 上述變量均為標(biāo)幺值。

x_dΣ^′=x_d^′+x_TL

圖中， ΔP_m 為機(jī)械功率偏差， ΔP_e 為電磁功率偏 （204號差， ， s 為拉普拉斯變量。

2 轉(zhuǎn)矩分析

基于儲能型柔性勵磁系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，分析勵磁系統(tǒng)與電力系統(tǒng)交換有功、無功的轉(zhuǎn)矩特性。PSS結(jié)構(gòu)、RPDC 結(jié)構(gòu)參考已有文獻(xiàn)[4，8]，待整定參數(shù)為K_QS1?T_Q1?T_Q3?T_Q2?T_Q4 ，APDC 結(jié)構(gòu)與RPDC相同，待整定參數(shù)為 K_ps1°T_P1°T_P3°T_P2°T_P4°

柔性勵磁系統(tǒng)的電磁轉(zhuǎn)矩 ΔM_e 表達(dá)式為：

ΔM_e=ΔM_e1+ΔM_PSS+ΔM_CQ+ΔM_CP

式中： ΔM_el 為AVR和機(jī)組本身作用提供的電磁轉(zhuǎn)矩（pu）； ΔM_PSS 為PSS提供的電磁轉(zhuǎn)矩（pu）；ΔM_CQ 為向電力系統(tǒng)注入無功功率提供的電磁轉(zhuǎn)矩（pu）； ΔM_CP 為向電力系統(tǒng)注入有功功率提供的電磁轉(zhuǎn)矩（pu）。各電磁轉(zhuǎn)矩的表達(dá)式分別為

式中： K_A 為電壓調(diào)節(jié)器放大倍數(shù)； ΔV_PSS 為控制器PSS輸出。由圖2可知，無功（有功）通道向電力系統(tǒng)提供的電磁轉(zhuǎn)矩是注入無功（有功）功率直接電磁轉(zhuǎn)矩與注入無功（有功）功率間接電磁轉(zhuǎn)矩的矢量合成。故對于 ΔM_CQ ，將與 K_Q1 相關(guān)的稱為直接轉(zhuǎn)矩 ΔM_CQ1 ，與 K_Q2 、 K_Q3 相關(guān)的統(tǒng)稱為間接轉(zhuǎn)矩ΔM_CQ2 ，并定義間接轉(zhuǎn)矩系數(shù) K_QQ ，分別表示為

ΔM_CQl=K_QlΔQ_C

K_QQ=K₂（K_AK_Q3+K_Q2）

同理，對于 ΔM_CP ，將與 K_Pl 相關(guān)的稱為直接轉(zhuǎn)矩 ΔM_CP1 ，與 K_P2，K_P3 相關(guān)的統(tǒng)稱為間接轉(zhuǎn)矩ΔM_CP2 ，并定義間接轉(zhuǎn)矩系數(shù) K_PP ，分別表示為

ΔM_CPl=K_PlΔP_C

由式（11）、式（13）一式（15）可知，電磁轉(zhuǎn)矩ΔM_CQ 是定子側(cè)轉(zhuǎn)矩 ΔM_CQ1 和轉(zhuǎn)子側(cè)轉(zhuǎn)矩 ΔM_CQ2 的矢量合成，如圖3所示，以 -ΔQ_c 為相位參考軸， ?₂ 為ΔM_CQ2 與 -ΔQ_c 之間的夾角，也是勵磁通道傳遞函數(shù)的相位，可通過工程測量PSS無補(bǔ)償相頻特性的方法得到。當(dāng) K_Q1 為負(fù)值時， ?₁ 小于 ?₂ ；當(dāng) K_Q1 為正值時， ?₁ 大于 ?₂ 。 ?₁ 與 ?₂ 的相位差取決于 ΔM_cQ1 和ΔM_CQ2 的相對大小。同理，由式（12）、式（16）一式（18）可知 ΔM_CP 與 -ΔP_C 之間的夾角與 ?₂ 的相位差，取決于 ΔM_CPl 和 ΔM_CP2 的相對大小。

2.1 無功阻尼通道分析

以基于儲能型柔性勵磁的單機(jī)無窮大系統(tǒng)為研究對象，其中， x_q=0.726 ， x_d^′=0.325 ， x_d=1.228 6 T_J=6.5s ， T_d0^′=5.413s 。通過修改電力系統(tǒng)聯(lián)系電抗x_TL 和發(fā)電機(jī)輸出有功功率 P_e 構(gòu)造不同的電力系統(tǒng)運(yùn)行工況，分析直接轉(zhuǎn)矩系數(shù) K_Ql 隨運(yùn)行工況的變化曲線（如圖4），可知 K_Q1 為接近于0的負(fù)值或正值。

進(jìn)一步分析無功阻尼通道定轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩相對增益。在不同的系統(tǒng)運(yùn)行工況下， ΔM_CQ2 和 ΔM_cQ1 的幅值比隨系統(tǒng)振蕩頻率的變化曲線如圖5所示， f 為振蕩頻率。

由圖3和圖4可知，當(dāng)無功阻尼控制器選擇負(fù)比例增益時，無功阻尼通道的無補(bǔ)償相頻特性近似等于或大于PSS通道，進(jìn)一步根據(jù)圖5分析可知，ΔM_CQ2 和 ΔM_CQ1 相對增益隨系統(tǒng)振蕩頻率的變化較大，定子側(cè)轉(zhuǎn)矩占比隨振蕩頻率、系統(tǒng)聯(lián)系電抗和輸出有功功率的增大而增大，致使無功阻尼通道的無補(bǔ)償相頻特性隨系統(tǒng)振蕩頻率、系統(tǒng)聯(lián)系電抗和輸出有功功率的增大而增大。

2.2 有功阻尼通道分析

通過修改 x_TL 和 P_e 構(gòu)造不同的電力系統(tǒng)運(yùn)行工況，分析 K_Pl?K_PP 的參數(shù)范圍如圖6所示?？梢钥闯觯泄ψ枘嵬ǖ赖闹苯雍烷g接作用系數(shù)均為負(fù)值。

進(jìn)一步分析有功阻尼通道定轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩相對增益。在不同的系統(tǒng)運(yùn)行工況下， ΔM_CP2 和 ΔM_CP1 的幅值比隨系統(tǒng)振蕩頻率的變化曲線見圖7。由圖7可知，注入有功的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩分量較小，定子轉(zhuǎn)矩為主要分量。有功阻尼控制器傳遞函數(shù)可選擇負(fù)比例的增益系數(shù)疊加小時間常數(shù)的滯后環(huán)節(jié)。

3阻尼控制器快速整定方法

由上述分析可知：無功阻尼通道的無補(bǔ)償相頻特性近似等于或大于PSS通道；有功阻尼控制器傳遞函數(shù)可選擇負(fù)比例的增益系數(shù)疊加小時間常數(shù)的滯后環(huán)節(jié)。

因此，儲能型柔性勵磁系統(tǒng)中無功阻尼控制器快速整定流程如圖8所示。具體步驟如下：

（1）建立基于圖1所示的等效單機(jī)無窮大系統(tǒng)模型，并獲取系統(tǒng)參數(shù)。

（2）采用常用的工程測量或計算方法獲得PSS的無補(bǔ)償相頻特性，并計算PSS超前滯后環(huán)節(jié)時間常數(shù)。

（3）無功阻尼控制器采用負(fù)增益，設(shè)置較小的初始值，設(shè)置無功阻尼控制器時間常數(shù)等于PSS時間常數(shù)，由小到大逐步增加無功阻尼控制器比例系數(shù)，直至系統(tǒng)出現(xiàn)振蕩，無功阻尼控制器比例選擇為臨界增益的 1/5～1/3 。

（4）觀察小擾動試驗時的系統(tǒng)振蕩頻率和阻尼，以保持動態(tài)增益不變?yōu)樵瓌t，調(diào)整控制器時間常數(shù)；當(dāng)控制器提供正阻尼且系統(tǒng)振蕩頻率基本沒有偏移時，確定無功阻尼控制器時間常數(shù)。

儲能型柔性勵磁系統(tǒng)中有功阻尼控制器快速整定流程如圖9所示。具體步驟如下：

（1）有功阻尼控制器采用負(fù)比例控制，由小到大逐步增加有功阻尼控制器比例系數(shù)，直至系統(tǒng)出現(xiàn)振蕩，有功阻尼控制器比例選擇為臨界增益的1/5～1/3 。

（2）通過觀察小擾動試驗時的系統(tǒng)振蕩頻率和阻尼，以保持動態(tài)增益不變?yōu)樵瓌t，調(diào)整控制器時間常數(shù)。

超前環(huán)節(jié)時間常數(shù)； ② 當(dāng)系統(tǒng)阻尼增加、振蕩頻率減小、振蕩周期增大時，減小無功阻尼控制器和有功阻尼控制器超前環(huán)節(jié)時間常數(shù)，或增大無功阻尼控制器和有功阻尼控制器滯后環(huán)節(jié)時間常數(shù)； ③ 當(dāng)系統(tǒng)阻尼為負(fù)時，考慮將控制器反相，通過轉(zhuǎn)換控制器比例系數(shù)的正負(fù)實(shí)現(xiàn)。

（3）當(dāng)控制器提供正阻尼且系統(tǒng)振蕩頻率基本沒有偏移時，確定有功阻尼控制器時間常數(shù)。

阻尼控制器時間常數(shù)可按照如下原則進(jìn)行調(diào)整： ① 當(dāng)系統(tǒng)阻尼增加、振蕩頻率增加、振蕩周期減小時，應(yīng)增大無功阻尼控制器和有功阻尼控制器

4仿真分析

在MATLAB/Simulink仿真平臺上搭建系統(tǒng)，通過阻尼控制器提升系統(tǒng)阻尼比能力分析，驗證本文所提出的快速整定方法。

4.1控制器參數(shù)設(shè)計

以某電力系統(tǒng)為研究對象，所研究發(fā)電機(jī)參數(shù)如表1所示，系統(tǒng)電抗參數(shù) x_TL 為 0.1218pu ，定義該工況為運(yùn)行工況1。PSS參數(shù)如表2所示。

4.2 仿真分析

在運(yùn)行工況1條件下，根據(jù)上述控制器參數(shù)整定方法，無功阻尼控制器RPDC1初始參數(shù)： K_QS1 為 -50 ， T_Q1 、 T_Q3 為 0.17s ： T_Q2 、 T_Q4 為 0.03s ，設(shè)置發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓階躍 5% 的小擾動試驗，進(jìn)行無阻尼控制器與RPDC1、RPDC2控制仿真對比，如圖10所示。不同控制器下系統(tǒng)振蕩周期、阻尼比計算結(jié)果對比如表3所示，其中 ξ 為阻尼比， T_s 為振蕩周期。分析可知，RPDC1使得系統(tǒng)阻尼比由0.1476增加至0.358，而系統(tǒng)振蕩周期由0.6575s減小至 0.581s 。因此，由前文所述阻尼控制器時間常數(shù)調(diào)整原則可知需進(jìn)一步增大超前滯后環(huán)節(jié)時間常數(shù)。得到RPDC2參數(shù)：K_QS1 為-13.2， T_Q1 、 T_Q3 為 0.35s ： T_Q2 、 T_Q4 為 0.03s 。由表3可知，RPDC2使得系統(tǒng)阻尼比由0.1476增加至0.369，系統(tǒng)振蕩周期由0.6575s變化至 0.669s ，振蕩頻率變化縮小，因此，基于本文所提方法可確定最終的RPDC參數(shù)為 K_QS1 為-13.2， T_Q1 ， T_Q3 為 0.35s T_Q2 ， T_Q4 為 0.03s 。

為了進(jìn)一步分析本文所提控制器參數(shù)設(shè)計方法的魯棒性，增大系統(tǒng)聯(lián)系電抗至 ，定義該工況為運(yùn)行工況2，進(jìn)行無阻尼控制、RPDC1、RPDC2控制下的對比試驗，結(jié)果如圖11所示。由表3可知，RPDC2在運(yùn)行工況2下仍能有效增加系統(tǒng)阻尼比，并且產(chǎn)生較小的振蕩周期偏移。

采用常規(guī)相位補(bǔ)償方法獲得無功阻尼控制器RPDC3的參數(shù)： K_QS1 為 -25 ， T_Q1 、 T_Q3 為 0.2784s T_Q2 ， T_Q4 為 0.0394s ，如表3所示，其在運(yùn)行工況1下的阻尼比 ξ 和振蕩周期 T_s 分別為 0.3508， 0.625s 使得系統(tǒng)阻尼比提升0.2032，振蕩周期偏移 4.94% 其在運(yùn)行工況2下的阻尼比和振蕩周期分別為0.2548、0.791s ，使得系統(tǒng)阻尼比提升0.2029，振蕩周期偏移 6.89% 。而在快速整定得到的RPDC2控制器作用下，運(yùn)行工況1下，系統(tǒng)阻尼比提升0.2214，振蕩周期偏移 1.75% ；運(yùn)行工況2下，系統(tǒng)阻尼比提升0.2011，振蕩周期偏移 0.65% 。由此分析可知，本文所提整定方法得到的無功阻尼控制器參數(shù)相對于常規(guī)理論計算方法具有更好的效果。

在運(yùn)行工況1下，得到有功阻尼控制器APDC1初始參數(shù)如下： K_PS1 為 -50 ， T_Pl 、 T_P3 為 0.03s ， T_P2. T_P4 為 0.03s ，設(shè)置發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓階躍 5% 的小擾動試驗，進(jìn)行無阻尼控制器與APDC1控制仿真對比，如圖12所示。由表3可知，APDC1使得系統(tǒng)阻尼比由0.1476增加至0.37，系統(tǒng)振蕩周期由0.6575s變化至 0.67s ，振蕩頻率變化較小，因此，可確定最終的APDC參數(shù)： K_PS1 為 -50 ， T_Pl. ， T_P3 為 0.03s T_p2 、 T_p4 為 0.03s □

為了進(jìn)一步分析本文所提控制器參數(shù)設(shè)計方法的魯棒性，增大系統(tǒng)聯(lián)系電抗至 0.4pu ，進(jìn)行無阻尼控制、APDC1控制下的對比試驗，結(jié)果如圖13所示。結(jié)合表3結(jié)果分析可知，APDC1在運(yùn)行工況2下仍能有效增加系統(tǒng)阻尼比，并且產(chǎn)生較小的振蕩周期偏移。

采用常規(guī)相位補(bǔ)償方法獲得有功阻尼控制器APDC2的參數(shù)： K_PSl 為 -50 ， T_Pl ， T_P3 為 0.010 38s 5T_P2 ， T_P4 為 0.01056s 。綜上，本文所提出的整定方法得到的控制器參數(shù)與常規(guī)理論方法具有相同的效果。

5 結(jié)論

以儲能型柔性勵磁系統(tǒng)附加有功、無功雙阻尼控制通道為分析對象，建立基于儲能型柔性勵磁的單機(jī)無窮大系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型并進(jìn)行轉(zhuǎn)矩分析，量化分析影響有功、無功通道定轉(zhuǎn)子阻尼轉(zhuǎn)矩的因素，進(jìn)而對無補(bǔ)償相頻特性進(jìn)行機(jī)理分析。結(jié)果顯示：無功阻尼通道的無補(bǔ)償相頻特性近似等于或大于PSS通道；有功阻尼控制器傳遞函數(shù)可選擇負(fù)比例的增益系數(shù)疊加小時間常數(shù)的滯后環(huán)節(jié)。基于理論分析，得到快速整定有功及無功阻尼控制器參數(shù)的設(shè)計方法：依據(jù)PSS工程參數(shù)確定有功、無功阻尼控制器初始值；根據(jù)系統(tǒng)在小擾動下的振蕩頻率和阻尼變化，給出控制器參數(shù)調(diào)節(jié)方法。最后，在MATLAB/Simulink平臺搭建系統(tǒng)模型，并進(jìn)行了小擾動試驗，驗證了所提出整定方法的有效性?；趯ψ枘峥刂仆ǖ赖臋C(jī)理分析，得到不依賴系統(tǒng)建模和離線計算的普適性快速參數(shù)整定方法，指導(dǎo)參數(shù)調(diào)節(jié)方向，有利于發(fā)揮柔性勵磁系統(tǒng)多阻尼控制優(yōu)勢，解決系統(tǒng)振蕩。

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Mechanism Analysis and Rapid Parameters Tuning of Damping Control in Flexible Excitation Systems with Energy Storage

ZHANG Tiantian’，LIUHaibol，WANGDan2，LIU Zhichao1，CHENChongl，DUAN Simo1 （1.Changjiang Instituteof Survey，Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430010，China；2.School of Electrical and Electronic Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074， China）

Abstract：This study addresses critical limitations in existing energy-storage-based flexible excitation（ESFE） systems，where parameter tuning predominantly relies on system modeling and ofline computations，resulting in complex parameters designing.Through mechanistic analysis，we establish quantitative relationships between active/ reactive power damping controler parameters and power system stabilizer（PSS）parameters with wel-stablished tuning methods.Besides，we propose arapid parameter tuning method that eliminates dependency on precise mathematical models.Wedevelopa model of a single-machine infinite-bus（SMIB）system based on ESFE， followed by torque analysis.Through quantitative evaluation of factors affecting active/reactive power damping torque inboth statorandrotor circuits，we systematicalyanalyze theuncompensated phase-frequencycharacteristics.Based onthis theoretical foundation，we propose a parameter tuning method for active/reactive power damping controller： initial controller parameters are derived fromPSS engineering parameters，then parameter tuning method is achieved according to oscilation frequency and damping changes under smalldisturbances.Finally，simulations models of the SMIB system under both reactive and active damping control configurations validate the proposed method's effectiveness.

Key words：energy-storage-based flexible excitation system；mechanism analysis；damping controllers