Đăng ký Đăng nhập
Trang chủ Ứng dụng lý thuyết tối ưu RH để nâng cao chất lượng của hệ điều khiển ổn định hệ...

Tài liệu Ứng dụng lý thuyết tối ưu RH để nâng cao chất lượng của hệ điều khiển ổn định hệ thống điện PSS

.PDF
24
270
141

Mô tả:

Ứng dụng lý thuyết tối ưu RH để nâng cao chất lượng của hệ điều khiển ổn định hệ thống điện PSS
1 MỞ ĐẦU 1. Tính cấp thiết, ý nghĩa lý luận và thực tiễn của đề tài Khi phải thiết kế, xây dựng một hệ thống điều khiển bất kỳ nào đó, các nhà thiết kế thường gặp phải bài toán là bộ điều khiển được thiết kế cần đảm bảo cho hệ thống có được chất lượng làm việc mong muốn như tính ổn định, mức tiêu hao năng lượng thấp, tính bền vững cao,... trong dải công suất làm việc lớn. Có thể thấy ngay được rằng các yêu cầu này khó có thể được đáp ứng chỉ với các công cụ điều khiển có cấu trúc đơn giản đang được sử dụng nhiều trong công nghiệp như bộ điều khiển PI, PID,… PSS (Power System Stabilizer) là một trong các bộ điều khiển hiện đang được sử dụng trong các nhà máy điện. Ở Việt Nam, nó được lắp đặt trong các nhà máy nhiệt điện Phả Lại, Phú Mỹ; nhà máy thủy điện Thác Bà, Yaly và Sơn La,… PSS có nhiệm vụ tăng cường giảm các dao động tần số thấp trong hệ thống điện (HTĐ), mở rộng giới hạn truyền tải công suất và duy trì hoạt động an toàn của mạng lưới điện. Tuy nhiên, nó vẫn có hạn chế là mỗi bộ tham số điều khiển chỉ đảm bảo được tính ổn định cho hệ thống trong một dải công suất làm việc nhất định, ngoài dải công suất đó kỹ sư vận hành bắt buộc phải tự chỉnh định lại các tham số làm việc của PSS. Hơn thế nữa, những tham số chuẩn được giới thiệu cũng chỉ đảm bảo được tính ổn định khi hệ thống làm việc độc lập và không bị các tương tác khác của những hệ thống xung quanh tác động dưới vai trò như các tín hiệu nhiễu ngoại sinh. Để nâng cao được khả năng làm việc bền vững cho các bộ điều khiển, hiện người ta vẫn sử dụng nguyên tắc thủ cựu là xây dựng thêm nhiều mạch vòng điều khiển bổ sung, bằng cách sử dụng bộ điều khiển PID và các bộ lọc lead–lag. Song đáng tiếc tài liệu [Glover K. và Doyle J. C. (1998)] chỉ rõ, nguyên lý điều khiển bảo thủ này vẫn chứa đựng các khiếm khuyết của nó và vẫn có thể dẫn tới sự phá vỡ chỉ tiêu chất lượng đặt ra của hệ thống, trong một số trường hợp các bộ điều khiển trên không đảm bảo được sự dập tắt đối với những dao động trong hệ thống. Gần đây, lý thuyết tối ưu RH được phát triển [Nguyễn Doãn Phước (2007)], [Pal B. and Chaudhuri B (2005)], [Zhou K., Doyle J. C. and Glover K. (1996)] đã mở rộng kho công cụ cho các kỹ sư điều khiển để thiết kế bộ điều khiển bền vững, cho phép tạo ra được các bộ điều khiển bổ sung có khả năng mở rộng dải công suất làm việc định mức cho hệ thống mà vẫn đảm bảo được việc loại bỏ các tác động ngoại sinh bên ngoài. Vì vậy, trong luận án này đã đề xuất xây dựng cấu trúc bộ điều khiển mới trên cơ sở lý thuyết tối ưu RH để nâng cao chất lượng điều khiển ổn định HTĐ. Điều này mang tính cấp thiết và có ý nghĩa lớn trong thực tế. 2 2. Mục đích nghiên cứu của đề tài Ứng dụng lý thuyết điều khiển tối ưu RH để nâng cao chất lượng điều khiển ổn định HTĐ. 3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu – Đối tượng nghiên cứu của luận án là HTĐ. – Phạm vi nghiên cứu của luận án được giới hạn trong việc nghiên cứu ổn định góc tải (góc rotor) với các nhiễu nhỏ, các nhiễu nhỏ này sinh ra bởi thiếu mô men damping hoặc thay đổi về phụ tải hay máy phát trong quá trình làm việc. Kỹ thuật thiết kế bộ điều khiển ở đây là lý thuyết điều khiển tối ưu RH. 4. Phương pháp nghiên cứu – Nghiên cứu lý thuyết: Phân tích đánh giá và hệ thống hóa các công trình nghiên cứu được công bố thuộc lĩnh vực liên quan: bài báo, tạp chí, sách chuyên ngành; nghiên cứu cấu trúc và phương pháp lựa chọn thông số PSS. Đánh giá ưu nhược điểm các bộ PSS đó. – Nghiên cứu thực tiễn: Nghiên cứu cấu trúc các PSS đang lắp đặt trong các nhà máy điện hiện nay ở Việt Nam, rồi phân tích lý giải so sánh. Kiểm chứng bộ điều khiển PSS thiết kế mới bằng mô phỏng trong Matlab R2010a & Simulink, sau đó là mô phỏng thời gian thực trên Card R&D DS1104. Đánh giá khả năng ứng dụng của bộ PSS mới. – Lấy ý kiến chuyên gia: Tham khảo ý kiến của các nhà khoa học, ý kiến của các kỹ sư vận hành nhà máy điện và nhà sản xuất thiết bị PSS của hãng ABB. 5. Những đóng góp của luận án – Luận án đã nghiên cứu một cách hệ thống về PSS. Ứng dụng lý thuyết điều khiển tối ưu RH thiết kế thành công bộ PSS tối ưu về cấu trúc và tham số để nâng cao chất lượng ổn định HTĐ. Bộ điều khiển cho thấy làm việc bền vững với sai lệch mô hình và nhiễu. Ngoài ra chất lượng ổn định lại ít nhạy cảm nhất với sai lệch mô hình và nhiễu. – Luận án đã dùng chuẩn Hankel để giảm bậc bộ điều khiển từ bậc 28 xuống bậc 6, giúp cho việc thực hiện bộ điều khiển RH có tính khả thi trong thực tế. – Luận án đã đánh giá được hiệu quả của các loại PSS theo chuẩn IEEE 421.5.2005 trong vấn đề giảm các dao động góc tải của máy phát điện trong HTĐ. – Kết quả nghiên cứu của luận án mở ra khả năng ứng dụng RH – PSS trong HTĐ thực tế. 6. Cấu trúc của luận án Ngoài phần mở đầu, kết luận và kiến nghị luận án gồm các chương sau đây: 3 Chương 1 giới thiệu cấu trúc chung về HTĐ; vấn đề điều khiển HTĐ như điều khiển điện áp, điều khiển tần số; phân tích nguyên nhân gây nên dao động góc tải, tác hại của dao động. Cuối chương 1 trình bày các phương pháp thiết kế PSS như mô men damping, đáp ứng tần số hay giá trị riêng và ma trận trạng thái. Phân tích các tồn tại và nghiên cứu còn bỏ ngỏ. Chương 2 của luận án được dành để xây dựng mô hình toán tổng quát của trạm phát điện trong HTĐ. Cụ thể là xây dựng mô hình toán của máy phát điện đồng bộ, kích từ và AVR, turbine và điều tốc. Phần tiếp theo của chương là xây dựng mô hình toán của hệ máy phát điện khi kết nối với HTĐ qua đường dây tải điện. Chương 3 được dành để xây dựng mô hình toán đã tuyến tính hóa xung quanh điểm làm việc của hệ máy phát kết nối với HTĐ khi bị nhiễu loạn nhỏ tác động, từ đó đưa ra được hệ phương trình trạng thái của HTĐ. Trên đồ thị vector, giải thích bản chất vật lý các thành phần mô men khi chưa có AVR và khi có AVR từ đó thấy được sự cần thiết của PSS. Phần tiếp theo của chương 3 giới thiệu các cấu trúc của PSS theo chuẩn IEEE 421.5.2005, phân tích các thành phần trong cấu trúc của PSS2A/2B. Cuối chương 3 thực hiện đánh giá hiệu quả của PSS đối với ổn định góc tải. Kết quả nghiên cứu trong chương này là một đóng góp của luận án. Chương 4 là chương trọng tâm của luận án. Công việc đầu tiên được dành cho việc chuyển bài toán điều khiển ổn định tín hiệu nhỏ thành bài toán điều khiển bền vững. Phần tiếp theo trình bày tổng quan về lý thuyết điều khiển tối ưu và các bước thiết kế bộ điều khiển bền vững PSS. Với công cụ hỗ trợ là phần mềm Matlab, tác giả đã tìm ra bộ điều khiển bậc 28. Để bộ điều khiển có tính khả thi trong thực tế, tác giả đã dùng chuẩn Hankel để giảm bậc bộ điều khiển về bậc 6. Phần cuối của chương 4 dành cho việc mô phỏng bộ điều khiển trong hai trường hợp. Mô phỏng trong Matlab và mô phỏng theo thời gian thực. Kết quả nghiên cứu trong chương này là một đóng góp mới và quan trọng của luận án. Phần cuối cùng của luận án là các công trình đã công bố liên quan đến luận án, các tài liệu tham khảo và phần phụ lục. Chương 1. TỔNG QUAN 1.1. Giới thiệu cấu trúc HTĐ Điện năng được tạo ra ở trạm phát điện và được truyền tải đến hộ tiêu thụ thông qua mạng lưới điện phức tạp bao gồm các đường dây truyền tải, các máy biến áp, các thiết bị đóng cắt,…Ta có thể phân mạng lưới điện thành các hệ thống như sau: hệ thống truyền tải; hệ thống truyền tải trung gian; hệ thống phân phối. 4 HTĐ như mô tả ở trên tạo nên sự phức tạp về cấu trúc cũng như độ tin cậy,... Một mặt, HTĐ này cho phép khai thác tối đa các ưu điểm vận hành kinh tế, cho phép hệ thống chống lại được các sự cố bất thường mà không làm gián đoạn việc cung cấp điện cho các hộ tiêu thụ. Mặt khác, là tiền đề thuận lợi cho việc phát triển các nguồn điện công suất lớn và việc đấu nối vào hệ thống. Tuy nhiên, cũng làm nảy sinh vấn đề về ổn định HTĐ. 1.2. Điều khiển HTĐ 1.2.1. Nhiệm vụ điều khiển HTĐ Chức năng của một HTĐ là biến đổi năng lượng từ một dạng tự nhiên sang dạng điện và truyền tải đến các điểm tiêu thụ. Sự tiện lợi của năng lượng điện là dễ truyền tải và điều khiển với hiệu suất và độ tin cậy cao. Trong quá trình vận hành HTĐ cần đảm bảo các yêu cầu sau đây:  Hệ thống phải có khả năng đáp ứng một cách liên tục với sự thay đổi nhu cầu tải CSTD và công suất phản kháng.  Chất lượng điện năng phải đảm bảo tiêu chuẩn: tần số hệ thống không đổi; điện áp nút không đổi. 1.2.2. Cấu trúc điều khiển HTĐ Các bộ điều điều khiển HTĐ Phía nhà máy điện Phía tryền tải điện FACTS Bộ điều khiển cơ khí Turbine Kích từ, (nhanh) (chậm) Điều khiển tần số tải (LFC) AVR (nhanh) Hình 1.4. Cấu trúc điều khiển HTĐ Hình 1.4 là cấu trúc các bộ điều khiển HTĐ được phân chia làm hai khối:  Khối điều khiển phía nhà máy điện có hai bộ phận cơ bản: một là điều khiển tần số tải (LFC) hay là điều tốc turbine, dùng để giữ tần số của máy phát ở giá trị định mức (50 Hz); một bộ phận quan trọng khác là hệ thống điều khiển kích từ.  Khối điều khiển phía đường dây có bộ phận quan trọng là các thiết bị FACTS [Antonio Griffo (2006)], FACTS được thiết kế đã góp phần tăng khả năng truyền tải, điều khiển luồng công suất và dập tắt các dao động trong HTĐ. Ngoài các khối điều khiển nêu trên, trong HTĐ Việt Nam còn có trung tâm điều độ HTĐ Quốc gia, điều độ miền Bắc, miền Nam và miền Trung để chỉ huy vận hành HTĐ đáp ứng yêu cầu sản xuất và tiêu thụ điện năng. Sau đây ta xem xét vấn đề điều khiển hai thông số quan trọng của chế độ hệ thống là điện áp và tần số. 5 1.2.2.1. Điều khiển điện áp Để điều khiển điện áp người ta thực hiện điều khiển việc sản xuất, tiêu thụ công suất phản kháng ở tất cả các cấp trong HTĐ. Các máy phát là phương tiện cơ bản để điều khiển điện áp, trong đó việc điều khiển dòng điện kích từ thông qua AVR sẽ duy trì được điện áp ở đầu cực các máy phát điện. Hệ thống kích từ (HTKT) bao gồm kích từ và AVR là một trong các hệ thống thiết bị quan trọng nhất quyết định đến sự làm việc an toàn của máy phát điện. Nó có nhiệm vụ cung cấp dòng điện một chiều cho cuộn dây kích từ của máy phát điện đồng bộ. 1.2.2.2. Điều khiển tần số Quá trình điều khiển tần số gắn liền với điều khiển tốc độ của máy phát điện đồng bộ. Tần số của hệ thống được đảm bảo dựa trên sự cân bằng công suất tác dụng (CSTD). Trong hệ thống có nhiều tổ máy, nhiều nhà máy điện nên cần có sự phân phối công suất giữa các tổ máy với nhau. Bộ điều chỉnh tốc độ turbine của mỗi máy phát làm chức năng điều chỉnh tốc độ sơ cấp, trong khi bộ điều khiển thứ cấp làm nhiệm vụ phân phối công suất (AGC). Trong hệ thống liên kết có hai hay nhiều khu vực điều khiển độc lập nhau, ngoài bộ điều khiển tần số nguồn phát E trong mỗi khu vực còn phải điều khiển P Điểm làm việc để duy trì lượng công suất trao đổi giữa IX P các khu vực theo kế hoạch định trước. a P Vt Điều khiển nguồn phát và tần số thông  thường được biết đến với thiết bị điều IX  khiển tần số–tải (LFC). VS δ 1800 900 Ngày nay, các thiết bị tự động điều I d) Đặc tính công suất - góc c) Sơ đồ vector khiển cho phép duy trì tần số hệ thống Hình 1.7. Đặc tính công suất của máy phát kết hợp phân bố kinh tế công suất giữa các tổ máy nối song song đồng thời điều khiển luồng công suất còn thiếu hụt giữa HTĐ và nhà máy. g g max m e 0 1.3. Vấn đề dao động góc tải trong HTĐ 1.3.1. Định nghĩa góc tải (góc rotor) Góc tải (góc rotor)  là góc giữa vector sức điện động bên trong E g do từ thông dòng điện kích từ sinh ra với vector điện áp trên thanh cái đầu cực máy phát Vt Vt  (hình 1.7c). Ở chế độ xác lập công suất đầu ra của máy phát cho bởi [Kundur P. (1994)]: Pe  EgVt Xg sin  (1.1) 6 Đáp ứng của mối quan hệ công suất và góc  được biểu diễn như hình 1.7d. Nếu góc tăng, công suất truyền tải sẽ tăng (giá trị cực đại thường được đảm bảo bằng 900), sau đó nếu góc tiếp tục tăng công suất sẽ giảm. Còn tiếp tục tăng góc nữa sẽ dẫn tới mất ổn định. 1.3.2. Cân bằng công suất trong HTĐ Trong quá trình vận hành, khi bị nhiễu loạn bởi sự thay đổi đột ngột, tốc độ và công suất của máy phát sẽ biến đổi xung quanh điểm vận hành. Mối quan hệ này có thể được biểu diễn bởi phương trình chuyển động sau đây [Kundur P. (1994)]: 2H d 2  TM Te (1.2) 0 dt 2 Theo (1.2), ở chế độ xác lập của HTĐ, có sự cân bằng giữa mô men cơ đầu vào và mô men điện đầu ra của mỗi máy phát (TM  Te ) và góc tải, tốc độ rotor duy trì là hằng số. Nếu hệ thống bị nhiễu loạn, điểm cân bằng sẽ bị thay đổi, kết quả làm cho rotor bị tăng tốc hay giảm tốc so với tần số hệ thống, khiến hoạt động của máy phát có thể không ổn định. 1.3.3. Nguyên nhân gây ra dao động góc tải Khi có tải yêu cầu đến một trạm có nhiều tổ máy, bộ phận AGC sẽ làm nhiệm vụ phân công suất cho các tổ máy để hướng tới sự cân bằng. Tuy nhiên do động học của mỗi máy phát là khác nhau, gây nên các luồng công suất trao đổi trong nội bộ trạm phát, hoặc giữa máy phát với hệ thống qua đường truyền. Những tác động xen kênh này khiến cho rotor máy phát dao động xung quanh điểm làm việc. Một nguồn khác gây nên dao động góc tải là việc sử dụng các bộ kích từ đáp ứng nhanh với AVR hệ số khuếch đại lớn có tác dụng cải thiện giới hạn ổn định tĩnh và ổn định động, nhưng lại làm giảm thành phần mô men damping, gây bất lợi với ổn định tín hiệu nhỏ.  Tác hại của dao động: Khi góc tải dao động khiến tốc độ rotor không còn là tốc độ đồng bộ nữa, góc tải có thể vượt quá 900 (hình 1.7d), làm cho hoạt động máy phát bị mất đồng bộ, trong trường hợp không được khống chế kịp thời, nó rất có thể bị cộng hưởng với những dao động khác gây nên mất đồng bộ nghiêm trọng giữa các máy phát và lưới thậm chí gây tan rã HTĐ.  Cách tiếp cận nghiên cứu ổn định: Trong cách phân loại ổn định HTĐ, thì ổn định góc tải chia ra làm hai loại và ở đây ta chỉ xem xét bài toán ổn định tín hiệu nhỏ (nhiễu loạn nhỏ). Các nhiễu loạn này được coi là đủ nhỏ cho phép ta có thể sử dụng phương trình tuyến tính của hệ thống để phân tích ổn định. Lý thuyết ổn định tín hiệu nhỏ được dùng để nhận dạng và phân tích các dao động cơ điện tần số thấp trong HTĐ. Các dao động này làm cho góc rotor của máy 7 phát tăng lên hoặc giảm đi so với điểm làm việc và là nguyên nhân của sự thiếu mô men đồng bộ hoặc mô men damping. Theo Rogers G. (2000) và Prasertwong K., Mithulananthan N., Thakur D., dao động tần số thấp gồm có các dạng sau đây:  Các dao động cục bộ: Những dao động này thường liên quan đến một hoặc nhiều máy phát đồng bộ quay với nhau tại một nhà máy điện so với một HTĐ lớn hay trung tâm phụ tải. Tần số dao động trong khoảng 0,7–2 Hz.  Các dao động liên khu vực: Những dao động này thường liên quan đến việc kết hợp rất nhiều máy phát tại một phần của HTĐ đối với phần khác của HTĐ thông qua đường truyền yếu. Tần số các dao động thường nhỏ hơn 0,5 Hz.  Các dao động toàn cầu: Những dao động này liên quan đến nhiều HTĐ lớn kết nối với nhau trên diện rộng. Tần số dao động nhỏ hơn 0,2 Hz. Giải pháp để dập các dao động kể trên là sử dụng thiết bị ổn định HTĐ PSS hoạt động thông qua các bộ điều chỉnh điện áp AVR. 1.4. Bộ ổn định HTĐ - PSS Nhiệm vụ của PSS là ước lượng dao động  (t ) gửi tín hiệu điện áp VPSS tác động lên mạch kích từ để tạo ra một thành phần mô men điện từ dập dao động đó. Thay vì phải đo trực tiếp góc tải, người ta thường đo biến thiên tốc độ rotor  (t ) và/hoặc công suất điện máy phát Pe (t ) đẳng trị với  (t ) rồi lấy hai tín hiệu đó để làm đầu vào cho PSS. Khâu lọc Khâu bù lead-lag Khâu lọc xoắn sTw 1  sTw T (s ) FILT (s) Khâu giới hạn Hình 1.12. Cấu trúc cơ bản của PSS Theo chuẩn IEEE 421.5–2005, PSS chia ra: PSS1A đây là loại có một đầu vào như sai lệch tốc độ  , sai lệch tần số f , công suất điện Pe ; PSS đầu vào kép, có tín hiệu đầu vào là sai lệch tốc độ  và công suất điện Pe (PSS2A, PSS2B, PSS3B và PSS4B). Hình 1.12 là sơ đồ khối cơ bản của một PSS sử dụng trong HTĐ. Nó bao gồm khâu lọc thông cao, khâu bù lead-lag, khâu lọc xoắn và khâu giới hạn. Tựu chung của tất cả các PSS hiện đang sử dụng là có một cấu trúc cứng với những tham số được chọn tự do và thường không nhất quán. Mỗi hãng sản xuất có một luận điểm riêng khá phức tạp về việc chọn những tham số này. 8 1.5. Những vấn đề nghiên cứu về PSS 1.5.1. Một số phương pháp thiết kế PSS Trong thực tế các máy phát điện tương tác với nhau thông qua điện áp và dòng điện, ảnh hưởng động học của các máy là rất khác nhau. Do đó phải xem xét một cách cụ thể khi thiết kế PSS, điều này được biết đến giống như việc phối hợp điều chỉnh của PSS trong hệ thống có nhiều máy phát. Sau đây là một số phương pháp tiếp cận thiết kế PSS [Bikash Pal, Balarko Chaudhuri (2005)]. 1.5.1.1. Phương pháp tiếp cận mô men damping Khi sử dụng phương pháp này chúng ta phải tìm các hệ số K1  K 6 của mô hình Heffron – Phillips (1952), cũng như sự ảnh hưởng của các máy phát khác tác động lên một máy cụ thể, việc tính toán bằng cách bổ sung thêm mô men làm giảm sự dao động được gọi là mô men damping. Trong dải tần số rộng, lý thuyết phân tích tín hiệu nhỏ được sử dụng để kiểm tra dao động tắt dần của mỗi máy phát. Ưu điểm của phương pháp này là đơn giản, vì hệ số khuếch đại KPSS được chọn, các tham số khác của PSS như: khâu lọc thông cao, khâu bù pha,…tính toán dễ dàng. Nhưng có nhược điểm là khi phân tích giá trị riêng đối với các dao động cục bộ và dao động liên khu vực ở mạch vòng kín sẽ không đầy đủ, nên khi điều chỉnh hệ số khuếch đại gặp nhiều khó khăn khiến góc tải vẫn có thể dao động. 1.5.1.2. Phương pháp tiếp cận đáp ứng tần số Ưu điểm của phương pháp này là có thể bù pha một cách chính xác, hệ số khuếch đại được xem xét trong trường hợp có nhiễu thực tế. Nhược điểm của phương pháp là việc giải phương trình phi tuyến sẽ gặp khó khăn, vì phải lập đồ thị quỹ đạo nghiệm để xét xem hệ có ổn định hay không, khiến cho việc tìm các hệ số cũng gặp những khó khăn nhất định. 1.5.1.3. Phương pháp tiếp cận giá trị riêng và biến trạng thái Phân tích giá trị riêng là phần chính của các nghiên cứu liên quan đến ổn định tín hiệu nhỏ. Phương pháp này được sử dụng rộng rãi trong việc điều chỉnh và phân tích sự làm việc của PSS trong hệ thống có nhiều máy phát. Độ nhạy giá trị riêng là công cụ hữu ích để nhận ra những vị trí máy phát tốt nhất cho việc thiết kế PSS. Phương pháp này không bị giới hạn bởi sự phức tạp của mô hình. 1.5.2. Các công trình nghiên cứu về PSS Đã có rất nhiều các công trình nghiên cứu về PSS, nhưng đa số đều tập trung vào phương pháp lựa chọn tham số cho PSS theo cấu trúc cứng đã có. Chẳng hạn như chọn tham số tối ưu H cho PSS [Chen S. and Malik O. P. (1995)]; áp dụng chuẩn H2 để chọn tham số cho PSS [Doyle J. C., Glover K., Khargonekar P. P. and Francis B. A. (1989)]; phương pháp thiết kế PSS bền vững sử dụng cấu trúc phân 9 tích  để chọn tham số cho PSS [Chen S. and Malik O. P. (1995)]; điều khiển bền vững “loop shaping” [Mendiratta J. K., Jayapal R (2010)],... Sự thành công của các phương pháp trên dựa nhiều vào việc lựa chọn các trọng số, tuy nhiên lại không đưa ra một luật rõ ràng nào để áp dụng cho sau này. Nếu như việc giải các bài toán điều khiển tối ưu gặp những giới hạn thì cách tiếp cận chuẩn H để giải bất đẳng thức ma trận tuyến tính (LMI) có thể được áp dụng. Sự tiện lợi của kỹ thuật này là nó có thể sử dụng cho nhiều mục đích điều khiển khác nhau, chẳng hạn như các nhiễu được lọc bằng điều khiển tối ưu cưỡng bức H thông qua H2 và gán điểm cực thông qua LMI [Dehghani M. and Nikravesh S. K. Y. (2007)], [Gahinet P. and Apkarian P. (1994)]. Gần đây, với sự phát triển của kỹ thuật điều khiển thông minh và khả trình, như thuật toán di truyền [Zhang P. and Coonick A. H. (2000)], mạng neural [Zhang Y., Chen G. P., Malik O. P. and Hope G. S. (1993)] và logic mờ [Hosseinzadeh N. and Kalam A. (1999)] đã giải quyết được một số các bài toán về chọn tham số cho PSS. 1.6. Hướng nghiên cứu của luận án Các phân tích ở trên cho thấy rằng, có khá nhiều các luận điểm riêng rẽ cho việc lựa chọn tham số của PSS với cấu trúc định trước và các tham số PSS hiện đang sử dụng chưa phải là tốt nhất. Cũng như vậy, cấu trúc các PSS đang dùng chưa phải là tối ưu và sách lược thiết kế PSS tối ưu cấu trúc chưa có một nghiên cứu nào. Vì vậy, luận án đã đặt ra nhiệm vụ nghiên cứu thiết kế cấu trúc PSS tối ưu trên cơ sở lý thuyết RH rồi từ đó thử nghiệm đánh giá, so sánh chất lượng với PSS có cấu trúc chuẩn đang sử dụng hiện nay. Bộ điều khiển RHđề xuất trong luận án này không thay thế bất cứ một bộ điều khiển nào đã có trong HTĐ ngoại trừ PSS. Cụ thể, nó không thay thế bộ turbine & điều tốc, bộ kích từ & AVR,... Nó chỉ được bổ sung thêm vào HTĐ như một PSS tối ưu về tham số và cấu trúc để dập tắt các dao động góc rotor của máy phát điện. Các dao động này có tần số khoảng 0,1–2 Hz và là hệ quả của sự tương tác giữa các máy phát, giữa máy phát với hệ thống hoặc do thiếu thành phần mô men damping bởi phản ứng quá nhanh của HTKT. Tính tối ưu của bộ điều khiển RH này nằm ở chỗ sự ảnh hưởng của nó tới những bộ điều khiển khác, cũng như chất lượng động học đã có của hệ thống là nhỏ nhất. 1.7. Kết luận chương 1 – Phân tích nguyên nhân gây ra dao động, tác hại của dao động và biện pháp khắc phục. Từ đó đưa ra vấn đề sử dụng PSS hoạt động thông qua AVR để dập tắt các dao động góc rotor của máy phát điện. 10 – Phân tích các vấn đề về PSS, bao gồm các phương pháp tiếp cận thiết kế PSS như mô men damping, đáp ứng tần số hay giá trị riêng và ma trận trạng thái; cũng như phân tích các tồn tại và nghiên cứu còn bỏ ngỏ. – Trên nền lý thuyết tối ưu RH tác giả đã đặt ra nhiệm vụ thiết kế bộ điều khiển PSS bền vững để thay thế cho các PSS hiện có. Để thực hiện được mục đích đặt ra đó, trước hết ta phải xây dựng được mô hình toán tổng quát của trạm phát điện và các phần tử có liên quan. Đây là tiền đề quan trọng để áp dụng lý thuyết tối ưu RH vào thiết kế bộ điều khiển PSS. Chương 2. MÔ HÌNH TOÁN CỦA TRẠM PHÁT ĐIỆN TRONG HỆ THỐNG ĐIỆN 2.1. Mô hình máy phát điện đồng bộ 2.1.1. Phương trình biểu diễn trên hệ trục toạ độ dq0 (luận án) 2.1.2. Phương trình máy phát điện đồng bộ khi mạch từ tuyến tính Mô hình động học của máy phát điện đồng bộ biểu diễn trên hệ trục tọa độ dq0, nếu sự bão hoà của mạch từ không xem xét đến như sau [Sauer Peter W. and Pai M. A. (1998)]: 1 d d   Rs I d   q Vd 0 dt 0 (2.51) 1 d q   Rs I q   d Vq 0 dt 0 (2.52) 1 d 0  Rs I 0 V0 0 dt (2.53) Td0 dEq dt  E fd  Eq  (Xd  Xd )[I d  Xd  Xd ( 1d  (Xd  Xls )I d  Eq )] (Xd  Xls )2 d 1d   1d  Eq  (Xd  Xls )Id dt Xq  Xq dE  Tq0 d  Ed  (Xq  Xq )[Iq  ( 2q  (Xq  Xls )Iq  Ed )] dt (Xq  Xls )2 Td0 Tq0 d 2q dt   2q  Ed  (Xq  Xls )Iq d    0 dt (2.54) (2.55) (2.56) (2.57) (2.58) 11 2H d  TM  ( d Iq  q Id ) TFW 0 dt (2.59)  d  XdId  Xd  Xls X   Xd Eq  d  1d Xd  Xls Xd  Xls (2.60)  q  XqIq  Xq  Xls X   Xq Ed  q  2q Xq  Xls Xq  Xls (2.61)  0  Xls I 0 (2.62) 2.2. Mô hình kích từ và bộ điều chỉnh điện áp [Sauer Peter W. and Pai M. A. (1998)] TE TF TA dE fd dt dRf dt  [KE  SE (E fd )]E fd VR  Rf  KF E fd TF dVR K K  VR  KARf  A F E fd  KA (Vref Vt ) dt TF (2.77) (2.78) (2.79) 2.3. Mô hình turbine và bộ điều chỉnh tốc độ [Sauer Peter W. and Pai M. A. (1998)] 2.4. TCH dTM  TM  PSV dt (2.92) TSV  dPSV 1   PSV  PC   1  dt RD  0  (2.93) Mô hình của hệ máy phát kết nối với HTĐ 2.4.1. Phương trình ràng buộc điện áp trong hệ đơn vị tương đối (luận án) 2.4.2. Mô hình multi–time–scale của hệ máy phát kết nối với HTĐ (luận án) 2.4.3. Mô hình bỏ qua quá độ stator của hệ máy phát kết nối với HTĐ (luận án) 2.4.4. Mô hình two–axis của hệ máy phát kết nối với HTĐ (luận án) 2.4.5. Mô hình flux–decay của hệ máy phát kết nối với HTĐ (mô hình bậc 3) Để giảm bậc của mô hình, trong các phương trình ở phần trước còn chứa động học cuộn cản Ed . Nếu Tq0 đủ nhỏ ta sẽ có được trạng thái động học với mong muốn giảm bậc này. Thay Tq0  0 vào (2.148 – luận án) ta được Ed  (Xq  Xq )Iq  0 Khử Ed trong (2.158 – luận án), phương trình Id và Iq trở thành (2.163) 12 (Rs  Re )Id  (Xq  Xe )Iq Vs sin(  vs )  0 (2.164) (Rs  Re )Iq  (Xd  Xe )Id  Eq Vs cos(  vs )  0 (2.165) Sơ đồ động học của mô hình flux–decay máy phát điện đồng bộ như hình 2.11. (Id  jIq )e j (  /2) jX’d Re Rs jXe + (Vd  jVq )e j (  /2) +  Vse jvs +   Hình 2.11. Mô hình động học flux-decay của máy phát điện Dạng cuối cùng của mô hình flux–decay, mà đã bỏ qua động học của tất cả các cuộn cản, bằng cách thay (2.163) vào (2.147)–(2.161) để khử đi Ed như sau: Td0 dEq dt  E fd  Eq  (Xd  Xd )I d d    0 dt 2H d  TM  EqI q  (Xq  Xd )I d I q TFW 0 dt TE TF TA dE fd dt dRf dt  [(KE  SE (E fd )]E fd VR  Rf  KF E fd TF dVR K K  VR  KARf  A F E fd  KA (Vref Vt ) dt TF (2.167) (2.168) (2.169) (2.170) (2.171) (2.172) TCH dTM  TM  PSV dt (2.173) TSV  dPSV 1   PSV  PC   1  dt RD  0  (2.174) thay Id, Iq vào hai phương trình (2.177) và (2.178) để tìm Vd, Vq Vd  ReId  XeIq Vs sin(  vs ) (2.177) Vq  ReIq  XeId Vs cos(  vs ) (2.178) 13 2.4.6. Mô men damping (luận án) Kết luận chương 2 Trong chương này ta đã xây dựng được mô hình toán học tổng quát của máy phát điện đồng bộ, kích từ và AVR, turbine và điều tốc. Mô hình toán học của máy phát điện đồng bộ trong nghiên cứu ổn định là khá phức tạp từ bậc 8, bậc 6, bậc 4, bậc 3 việc chọn mô hình nào là còn tùy thuộc vào chủng loại máy phát, quan điểm trong vấn đề phân tích ổn định. Vì chế độ hệ thống mà ta đang xét ở đây là chế độ bình thường nên tất cả các thông số đều có trị số định mức hoặc gần định mức, ta chỉ xét đến ảnh hưởng của các nhiễu nhỏ. Bởi vậy, ta sử dụng mô hình toán học tổng quát trong nghiên cứu là mô hình bậc 3. 2.5. Chương 3. PHÂN TÍCH BỘ ỔN ĐỊNH HỆ THỐNG ĐIỆN PSS 3.1. Xây dựng mô hình tín hiệu nhỏ của hệ máy phát kết nối với HTĐ Sơ đồ nguyên lý của một máy phát điện đơn nối với thanh cái hệ thống công suất vô cùng lớn như hình 3.1. Mô hình toán học tổng quát xem xét là mô hình flux–decay như đã trình bày trong mục 2.4.5. Δω, Δf, Với mục đích nghiên cứu là ổn ΔP định tín hiệu nhỏ để dập tắt các dao Hình 3.1. Máy phát điện đơn kết nối HTĐ động nên ta sử dụng mô hình tuyến tính hóa xung quanh điểm làm việc, sau khi biến đổi và sắp xếp lại, viết dưới dạng ma trận ta có: e  0       K1    2H      E      K 4  q   Td0  E fd   K K    A 5  TA 3.2. 0  KD 2H 0 0 0 K  2 2H 1  K 3Td0  K AK 6 TA 0   0      0    1/ 2H 1      Eq   0 Td0     E fd   0    1   TA  0    T  0  M    Vref  (3.42) 0  K A / TA  Phân tích ảnh hưởng của PSS đối với ổn định tín hiệu nhỏ Sự thay đổi mô men điện từ của mỗi máy phát đồng bộ trong giai đoạn có sự thay đổi nhỏ có thể chia ra làm hai thành phần [Kundur P. (1994)]: Te  TS  TD (3.43) 14 trong đó: TS  KS  là thành phần mô men thay đổi cùng pha với sai lệch góc rotor và được coi như thành phần mô men đồng bộ, KS là hệ số mô men đồng bộ. TD  KD  là thành phần mô men thay đổi cùng pha với sai lệch tốc độ và được coi như thành phần mô men damping, KD là hệ số mô men damping. GPSS(s) ∆δ K4 ∆VPSS – Vref + Σ _ Gexc (s ) + ∆Efd _ Σ Kích từ & AVR K3 1  sT 'd 0 K3 ∆E’q + K2 ∆TM + ∆T_e Σ   Mạch từ Σ ∆ 1 2Hs 0 s ∆δ ∆TD KD ∆TS K6 K1 + Vt Σ + K5 Hình 3.7. Sơ đồ khối đã tuyến tính hệ máy phát nối lưới với kích từ, AVR và PSS Khi một máy phát kết nối với HTĐ, mà không có AVR thì sự mất ổn định là do thiếu mô men đồng bộ. Để máy phát vận hành ổn định thì cả TS và TD phải dương. Khi xét đến AVR, thì mô men đồng bộ và mô men damping cũng phải dương. Nói chung, Δ AVR loại đáp ứng Vector mô men của PSS nhanh tạo ra vector mô ΔT Vector mô men tổng với kích từ, men lớn, thành phần mô AVR và PSS ΔT + ΔT +ΔT +ΔT men đồng bộ của AVR Vector mô men tổng với phản ứng phần ứng ΔT +ΔT (ΔTS(AVR)) có thể lớn Vector mô men khi không kể đến AVR ΔT hơn theo chiều dương, ΔT nhưng thành phần mô ΔT +ΔT +ΔT ΔTar ΔT +ΔT ΔT +ΔT +ΔT +ΔT men damping của AVR ΔT Δ ΔT (TD(AVR)) lại tăng theo Vector mô men tổng với kích từ & AVR ΔT ΔT +ΔT chiều âm, làm cho hoạt ΔT động của máy phát có thể không ổn định khi mô men damping tổng ΔT Vector mô men của HTKT âm tuỳ theo sự cân bằng D(PSS) D D D(ar) D(AVR) D(PSS) D(ar) D D(ar) S S S S(ar) S(ar) S S(AVR) S(ar) S(AVR) S(PSS) S(ar) D D(AVR) S(PSS) S(AVR) D(AVR) giữa các giá trị TS, TS(AVR), TD và TD(AVR). Hình 3.8. Đồ thị vector các thành phần mô men với kích từ, AVR & PSS 15 Hình 3.7 là sơ đồ khối đã tuyến tính của máy phát với kích từ, AVR và PSS. Sơ đồ này được xây dựng từ (3.42) có thêm mạch vòng PSS. Hình 3.8 là đồ thị vector các thành phần mô men trong các trường hợp: (i) không xét đến AVR (điện áp kích từ là hằng số); (ii) xét đến AVR nhanh (TA nhỏ), mạnh (KA lớn) và khi có thêm PSS. Khi sử dụng thêm PSS, nếu bù góc pha hợp lý có thể nâng hệ số mô men damping tổng của hệ thống này lên. Hay nói cách khác trong trường hợp này PSS đã điều khiển góc pha của sức điện động cảm ứng bên trong máy phát phù hợp với  có xét đến sự trễ pha của HTKT. Như vậy, nếu trong quá trình làm việc mà đảm bảo cho vector mô men tổng luôn nằm trong góc phần tư thứ nhất thì hệ thống sẽ giữ được ổn định và đây chính là một ý nghĩa của việc thiết kế bộ điều khiển PSS theo lý thuyết tối ưu RH. 3.3. Phân tích cấu trúc các PSS Như đã trình bày trong chương 1, hầu hết các hãng sản xuất đều đưa ra các giải pháp của riêng mình, tuy nhiên theo chuẩn IEEE 421.5.2005 chúng có thể chia ra như sau: 3.3.1. PSS đầu vào đơn – PSS1A Các tín hiệu đầu vào của PSS loại này (hình 3.9) có thể là Δω, Δf hoặc Pe. Trong đó: T6 là hằng số thời gian của bộ chuyển đổi điện Δω, Δf, Pe 1 1  sT6 1  sT1 1  sT2 K PSS sTw 1  sTw 1  sT3 1  sT4 1 (1  A1s  A2 s 2 ) VS VPSSmax VPSS VPSSmin Hình 3.9. Sơ đồ khối của PSS1A- loại đầu vào đơn áp; KPSS là hệ số khuếch đại của PSS; Tw là hằng số thời gian khâu lọc thông cao; A1 và A2 là các hệ số của khâu lọc xoắn; T1 đến T4 là hằng số thời gian khâu lọc lead–lag. Trong các nghiên cứu ổn định tín hiệu nhỏ người ta thường quan tâm tới cấu trúc của bộ ổn định HTĐ thông thường (CPSS) có tín hiệu đầu vào là  . 3.3.2. PSS đầu vào kép Cho dù các PSS dựa trên tín hiệu tốc độ đã chứng minh hiệu quả tốt, nhưng thường thì vẫn khó để tạo ra tín hiệu tốc độ không có nhiễu như các dao động xoắn của trục [Kundur P. (1994)]. Những biến đổi mô men điện dẫn tới nghiên cứu về các thiết kế PSS dựa trên tín hiệu công suất đo được. 3.3.2.1. PSS2A Có hai tín hiệu đầu vào là sai lệch tốc độ Δω và công suất điện Pe. 16 3.3.2.2. PSS2B PSS loại này tương tự như PSS2A (chuẩn IEEE 421.5.1992), chỉ thêm vào một khâu bù pha với hằng số thời gian trễ T11 và hằng số thời gian vượt T10 . 3.3.2.3. PSS3B PSS3B có một đầu vào là công suất điện Pe và một đầu vào là sai lệch tốc độ . Các tín hiệu này được sử dụng để thay thế cho tín hiệu công suất cơ. 3.3.2.4. PSS4B PSS4B cho phép làm việc trên ba dải tần số tách biệt nhau tương ứng với các dao động tần số thấp, tần số trung và tần số cao. Chúng sử dụng tín hiệu đầu vào là sai lệch tốc độ ∆. Dải tần thấp thường tương ứng với các dao động toàn cầu (global), dải tần trung tương ứng với các dao động liên khu vực (inter–area) và dải tần số cao tương ứng với dao động cục bộ (local). Mỗi dải tần được cài đặt với khâu lọc, hệ số khuếch đại và khâu giới hạn khác nhau. Tín hiệu đầu ra của chúng được tổng hợp rồi đưa qua khâu giới hạn VPSSmax/VPSSmin trước khi đưa đến AVR. PSS4B đo sai lệch tốc độ theo hai kênh: Kênh L I là kênh dùng cho dải tần thấp và trung, kênh H dùng cho dải tần cao. 3.4. Phân tích các thành phần trong PSS2A/2B (luận án) 3.5. Đánh giá hiệu quả của PSS đối với ổn định góc tải 3.5.1. Trường hợp không sử dụng CPSS và có sử dụng PSS Thông số các phần tử lấy theo [Chee Mun Ong (1998)]. Các kết quả mô phỏng trong Matlab: Hình 3.19 cho thấy khi có nhiễu loạn tác động, trường hợp sử dụng CPSS thì biên độ góc tải tăng cao nhất là 40,50, sau 4s thì góc tải ổn định ở 39,20. Còn nếu không sử dụng PSS góc tải dao động nhiều. Các hình 3.20–3.22 là đáp ứng tốc độ rotor, sai lệch tốc độ rotor và CSTD máy phát, quan sát trên hình vẽ ta thấy hiệu quả khá tốt của việc sử dụng CPSS đối với ổn định các dao động. 41 1.0008 without PSS CPSS 40.5 without PSS CPSS 1.0006 without PSS 1.0004 Toc do (p.u.) Goc tai (degree) without PSS 40 CPSS CPSS 1.0002 39.5 39 1 0.9998 38.5 38 19 0.9996 20 21 22 23 24 25 26 27 Thoi gian (sec) Hình 3.19. Đáp ứng góc tải δ 28 29 30 0.9994 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 Thoi gian (sec) Hình 3.20. Đáp ứng tốc độ rotor ω 29 30 17 -4 0.87 x 10 without PSS CPSS without PSS 4 Sai lech toc do (p.u.) Cong suat tac dung may phat (p.u.) 6 CPSS 2 0 -2 -4 without PSS CPSS 0.86 without PSS 0.85 0.84 CPSS 0.83 0.82 0.81 0.8 0.79 0.78 19 -6 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 20 21 22 30 23 24 25 26 27 28 29 30 Thoi gian (sec) Thoi gian (sec) Hình 3.22. Đáp ứng CSTD máy phát Pe Hình 3.21. Đáp ứng sai lệch tốc độ Δω 3.5.2. Trường hợp sử dụng PSS1A và PSS2A Kết quả mô phỏng trong Matlab được thể hiện trên hình 3.27-3.29 1.0008 40.5 PSS1A PSS2A 40 PSS1A 1.0004 39.5 Toc do (p.u.) Goc tai (degree) PSS1A PSS2A 1.0006 PSS2A 39 38.5 PSS1A 1.0002 PSS2A 1 0.9998 38 0.9996 37.5 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 0.9994 19 20 21 22 23 Thoi gian (sec) 24 25 26 27 28 29 30 Thoi gian (sec) Hình 3.27. Đáp ứng góc tải δ Hình 3.28. Đáp ứng tốc độ rotor ω Khi dùng PSS2A góc tải tăng cao 0 nhất khoảng 40,3 sau 2,5s góc tải ổn định 0 ở 38,7 trong khi dùng PSS1A thì phải sau 4s góc tải mới ổn định. Chất lượng ổn định dao động tốc độ rotor và CSTD máy phát cũng tốt hơn khi dùng PSS2A. Cong suat tac dung may phat (p.u.) 0.87 PSS1A PSS2A 0.86 0.85 PSS1A 0.84 PSS2A 0.83 0.82 0.81 0.8 0.79 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Thoi gian (sec) Hình 3.29. Đáp ứng CSTD máy phát Pe 3.6. Kết luận chương 3 – Xây dựng mô hình toán học tuyến tính hóa xung quanh điểm làm việc của hệ máy phát kết nối với HTĐ khi bị nhiễu loạn nhỏ tác động, đưa ra hệ phương trình trạng thái của HTĐ dùng cho việc thiết kế bộ điều khiển PSS sau này. – Trên đồ thị vector đã giải thích bản chất vật lý các thành phần mô men khi chưa xét đến AVR và khi xét đến AVR. Kết quả phân tích cho thấy nhược điểm của việc sử dụng AVR độ nhạy cao vì đã tạo nên thành phần mô men damping tăng theo chiều âm, khiến hoạt động của máy phát không ổn định. Bằng việc bổ sung 18 thêm một thành phần vector mô men cùng pha với sai lệch tốc độ Δω sẽ khắc phục được nhược điểm của AVR, thành phần mô men này có được nếu dùng thêm PSS. – Giới thiệu các cấu trúc của PSS theo chuẩn IEEE 421.5.2005, phân tích các thành phần trong cấu trúc của PSS2A/2B. – Đánh giá hiệu quả của PSS đối với ổn định góc tải. Kết quả mô phỏng trong Matlab cho thấy hiệu quả khá tốt của việc sử dụng PSS đối với ổn định góc tải, đặc biệt là PSS2A, dẫn đến ổn định tốc độ rotor và CSTD đầu ra máy phát. Tuy nhiên, biên độ và chu kỳ dao động vẫn còn khá lớn. Chương 4. ỨNG DỤNG ĐIỀU KHIỂN TỐI ƯU RH ĐỂ THIẾT KẾ PSS TỐI ƯU CẤU TRÚC 4.1. Chuyển bài toán điều khiển ổn định tín hiệu nhỏ thành bài toán điều khiển bền vững RH Như đã phân tích trong mục 3.2, khi bị nhiễu loạn tác động (thông qua TM ) với cách trang bị PSS hiện có thì góc tải  vẫn bị dao động. Bởi vậy, ta đề xuất bộ điều khiển bền vững PSS có sơ đồ khối như hình 4.2 (sơ đồ này được rút gọn từ sơ đồ hình 3.7). Đối p w ×  u Kích từ, AVR và máy phát z y S(s) Bộ điều khiển bền vững R(s) Hình 4.2. Bài toán điều khiển tối ưu RH∞ tượng S(s) ở hình 4.2 có dạng tổng quát: x  Ax  Bu  Cp (4.12) (4.13) (4.14) z  Dx y  Ex T trong đó: các biến trạng thái hệ thống x    Eq E fd  ; tín hiệu chủ đạo w; tín hiệu điều khiển u  Vref  VPSS , với giả thiết ở đây là Vr ef  0 ; đầu ra đo được y   ; đầu ra (không mong muốn) z   ; đầu vào (nhiễu) p  TM ; A, B , C , D là các ma trận hệ số (luận án). Hệ kín ở hình 4.2 có ma trận hàm truyền đạt: 1 1  Z   S11  S12R I  S 22R  S 21 S12  S12R I  S 22R  S 22   P    Y    1 1  W     I  S 22R  S 21 I  S 22R  S 22  (4.17) Từ ma trận hàm truyền hệ kín (4.17) ta thấy quan hệ giữa các thành phần không can thiệp được của bộ điều khiển p  z được biểu diễn bởi: G11 (s )  S11 (s )  S12 (s )R(s ) I  S 22 (s )R(s )  S 21 (s ) 1 (4.19) 19 Nhiệm vụ điều khiển đặt ra ở đây là thiết kế bộ điều khiển R(s) thỏa mãn:  Làm hệ kín từ w sang y ổn định.  Có sự ảnh hưởng của nhiễu p sang z là nhỏ nhất. Thiết kế bộ điều khiển bền vững RH 4.2. 4.2.1. Khái niệm cơ bản về lý thuyết điều khiển tối ưu RH (luận án) 4.2.2. Các bước thực hiện bài toán điều khiển tối ưu RH 4.2.2.1. Xác định tập (s) các bộ điều khiển làm hệ SISO ổn định a) Trường hợp đối tượng S(s) là ổn định Tập (s) gồm tất cả các bộ điều khiển làm ổn định hệ thống có dạng phụ thuộc tham số Q như sau [Nguyễn Doãn Phước (2007)]:  Q (s )  R(s )  1  QS   Q  RH   b) Trường hợp đối tượng S (s ) là không ổn định (4.28) Tập (s) gồm tất cả các bộ điều khiển làm hệ kín ổn định có cấu trúc:  (s) = R(s )    X ,Y ,Q , M , N  RH  và NX  MY  1  X  MQ Y  NQ (4.35) 4.2.2.2. Tìm R(s ) trong (s) để hệ có độ nhạy nhỏ nhất Xác định hàm nhạy với sai lệch mô hình S F (s )  1  RS  1 (4.36) và nhiệm vụ điều khiển tiếp theo là phải xác định R (s ) (s) sao cho với nó có được: F   1  R(s )S (s )  1   min (4.38) Chuyển bài toán tối ưu (4.38) thành bài toán cân bằng mô hình Thay (4.35) vào (4.38) được: F (s )  1 MY  NQM   T  HQ , T  YM , H  NM 1  R(s )S (s ) MY  NX Khi đó bài toán tối ưu (4.38) trở thành: R*  arg min T  HQ  với T , H  RH là đã biết QRH Tìm nghiệm bài toán tối ưu (4.39) cho hệ SISO (luận án) 4.2.3. Thiết kế PSS tối ưu RH 4.2.3.1. Trình tự thiết kế (4.39) 20 Bước thứ nhất: Với thông số các phần tử đã biết. Áp dụng công thức (4.11 – luận án) ta tính được các hàm truyền đạt S11 (s ), S12 (s ), S 21 (s ), S 22 (s ) . Vì tất cả các điểm cực của S11(s ), S12 (s ), S 21(s ), S 22 (s ) đều có phần thực âm nên đối tượng ổn định. Từ (4.17) ta viết được quan hệ y  u biểu diễn bởi: G22  S 22 1  S 22R  (4.45) quan hệ p  z được biểu diễn bởi: 1 G11  S11  S12R 1  S 22R  S 21 (4.46) Mục tiêu là tìm bộ điều khiển R phụ thuộc tham số Q , vớiQ  RH để (4.45) ổn định và (4.46) đưa được về dạng T  HQ . Đơn giản nhất là chọn  R  Q   Q  R  1  S 22Q  1  S 22R  (4.47) thay (4.47) vào (4.45) ta được G22  S 22 (1  S 22Q ) (4.48) do (4.48) ổn định ( S 22 và Q đều ổn định) nên (4.47) là bộ điều khiển chấp nhận được. Bước thứ hai: Bài bài toán G11 (s )   min , trong đó G11 (s ) tính theo (4.46) tương đương với T  HQ   min (4.49) T (s )  S11 (s ) ổn định; H s   S12S 21 cũng ổn định vì có tất cả các điểm cực nằm bên trái trục ảo. Vì hệ là SISO và T , H  RH , H (s ) không có một điểm không nào s 0 nằm bên phải trục ảo. Bởi vậy, theo [Nguyễn Doãn Phước (2007)] ta có: Q*  T (s ) T (s 0 ) E (s )  H (s ) F (s ) (4.52) trong đó E (s ) là đa thức bậc 12, còn F (s ) là đa thức bậc 7. Vì vậy, Q  không hợp thức, nên bằng cách chia mẫu số của (4.52) cho đa thức bậc 5, ta có nghiệm cận tối ưu Q*  Q* E (s )  , với e  0,03 (1  e  0 nhỏ tùy ý) (es  1)5 F (s ) (4.53) Với E (s ) , F (s ) đều là các đa thức bậc 12. Rõ ràng Q * hợp thức và bền vì có các điểm cực đều nằm bên trái trục ảo. Thay S 22 , (4.53) vào (4.47) ta được bộ điều khiển bậc 28 (luận án). Dạng tổng quát là R(s )  N (s ) / D (s ) (4.54) 4.2.3.2. Giảm bậc mô hình bộ điều khiển Vì bậc của bộ điều khiển khá cao, nên ta tìm cách giảm bậc của bộ điều khiển để thực hiện thuận tiện trong thực tế bằng công cụ trong Robust Control Toolbox của Matlab 7.10.0 (R2010a).
- Xem thêm -

Tài liệu liên quan