Tóm tắt luận án 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

Phía nhà máy điện
Các bộ điều điều khiển HTĐ
Phía tryền tải điện
Turbine
Điều khiển tần số tải (LFC)

Kích từ,
AVR (nhanh)
FACTS
(nhanh)
Bộ điều khiển cơ khí
(chậm)
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
trong mỗi khu vực còn phải điều khiển
để duy trì lượng công suất trao đổi giữa
các khu vực theo kế hoạch định trước.
Điều khiển nguồn phát và tần số thông
thường được biết đến với thiết bị điều
khiển tần số–tải (LFC).
Ngày nay, các thiết bị tự động điều
khiển cho phép duy trì tần số hệ thống
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.
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
g
E
do từ

thông dòng điện kích từ sinh ra với vector điện áp trên thanh cái đầu cực máy phát
tt
VV


(hình 1.7c).
Ở chế độ xác lập công suất đầu ra của máy phát cho bởi [Kundur P. (1994)]:

sin
gt
e
g
EV
P
X


(1.1)


Hình 1.7. Đặc tính công suất của máy phát

V
t

E
g



IX
e

c) Sơ đồ vector
V
S

IX
g



P
P
max

90
0

180
0

δ
0

P
m

I
a

Điểm làm việc
d) Đặc tính công suất - góc
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 90
0
), 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)]:

2
2
0
2
Me
Hd
TT
dt



(1.2)
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
()
Me
TT
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 90
0
(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
PSS
V
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
()
e
Pt
đẳng trị với
()t


rồi lấy hai tín hiệu đó để
làm đầu vào cho PSS.

w
w
1
sT
sT

Khâu lọc
()FILT s

Khâu lọc xoắn
Khâu giới hạn
()Ts

Khâu bù
lead-lag
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
e
P
; PSS đầu vào kép, có
tín hiệu đầu vào là sai lệch tốc độ


và công suất điện
e
P
(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
16
KK
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 K
PSS
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 H
2
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 H
2
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)]:
00
1
d
s d q d
d

R I V
dt



  
(2.51)
00
1
q
s q d q
d
R I V
dt




  
(2.52)
0
00
0
1
s
d
R I V
dt




(2.53)
01
2
( )[ ( ( ) )]
()
q
dd
d fd q d d d d d ls d q
d ls
dE
XX
T E E X X I X X I E
dt
XX


 

    
       


(2.54)
1
01
()
d
d d q d ls d
d

T E X X I
dt


  
    
(2.55)
02
2
( )[ ( ( ) )]
()
qq
d
q d q q q q q ls q d
q ls
XX
dE
T E X X I X X I E
dt
XX

 


    
       


(2.56)
2

02
()
q
q q d q ls q
d
T E X X I
dt


 
    
(2.57)
0
d
dt



(2.58)
11

0
2
()
M d q q d FW
Hd
T I I T
dt




   
(2.59)

1
d ls d d
d d d q d
d ls d ls
X X X X
X I E
X X X X

  

 
   


(2.60)

2
q ls q q
q q q d q
q ls q ls
X X X X
X I E
X X X X

  


 
   


(2.61)

00ls
XI


(2.62)
2.2. Mô hình kích từ và bộ điều chỉnh điện áp [Sauer Peter W. and Pai M. A.
(1998)]
[ ( )]
fd
E E E fd fd R
dE
T K S E E V
dt
   
(2.77)
f
F
F f fd
F
dR
K
T R E
dt T
  

(2.78)
()
R
AF
A R A f fd A ref t
F
dV
KK
T V K R E K V V
dt T
     
(2.79)
2.3. Mô hình turbine và bộ điều chỉnh tốc độ [Sauer Peter W. and Pai M. A.
(1998)]
M
CH M SV
dT
T T P
dt
  
(2.92)
0
1
1
SV
SV SV C
D
dP
T P P
dt R




    


(2.93)
2.4. 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
d
E

. Nếu
0q
T

đủ nhỏ ta sẽ có được trạng thái động học với mong
muốn giảm bậc này.
Thay
0
0
q
T



vào (2.148 – luận án) ta được
( ) 0
d q q q
E X X I

   
(2.163)
Khử
d
E

trong (2.158 – luận án), phương trình I
d
và I
q
trở thành
12

( ) ( ) sin( ) 0
s e d q e q s vs
R R I X X I V

     
(2.164)
( ) ( ) cos( ) 0
s e q d e d q s vs
R R I X X I E V



      
(2.165)
Sơ đồ động học của mô hình flux–decay máy phát điện đồng bộ như hình
2.11.

jX’
d

+


+


+


R
s

R
e

jX
e

vs
j
s
Ve



( /2)
()
j
dq
I jI e




( /2)
()
j
dq
V jV e




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
d
E

như sau:

0

()
q
d fd q d d d
dE
T E E X X I
dt

  
   
(2.167)
0
d
dt



(2.168)
0
2
()
M q q q d d q FW
Hd
T E I X X I I T
dt



    
(2.169)
[( ( )]

fd
E E E fd fd R
dE
T K S E E V
dt
   
(2.170)
f
F
F f fd
F
dR
K
T R E
dt T
  
(2.171)
()
R
AF
A R A f fd A ref t
F
dV
KK
T V K R E K V V
dt T
     
(2.172)
M
CH M SV

dT
T T P
dt
  
(2.173)
0
1
1
SV
SV SV C
D
dP
T P P
dt R



    


(2.174)
thay I
d
, I
q
vào hai phương trình (2.177) và (2.178) để tìm V
d
, V
q

sin( )
d e d e q s vs
V R I X I V

   
(2.177)
cos( )
q e q e d s vs
V R I X I V

   
(2.178)
13

2.4.6. Mô men damping (luận án)
2.5. 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.

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.
Với mục đích nghiên cứu là ổn
định tín hiệu nhỏ để dập tắt các dao
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:

0
12
4
0 3 0 0
56
0 0 0
0
0
0
2 2 2
0
1/ 2
11
0
0
0
/
0
1
0
D

M
q
q
ref
d d d
fd
AA
fd
AA
A A A
K K K
H H H
T
H
K
E
E
V
T K T T
E
KT
E
K K K K
T T T














  















  










  













  


(3.42)
3.2. 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)]:

e S D
    T T T
(3.43)

Hình 3.1. Máy phát điện đơn kết nối HTĐ

Δω,
Δf,
ΔP
e
14

trong đó:
SS
TK

  
là thành phần mô men thay đổi cùng pha với sai lệch góc rotor và
được coi như thành phần mô men đồng bộ, K
S
là hệ số mô men đồng bộ.
DD
TK

  
là thành phần mô men thay đổi cùng pha với sai lệch tốc độ và
được coi như thành phần mô men damping, K
D
là hệ số mô men damping.

∆E
fd

3
03
1'

d
K
sT K

Σ
Σ
Σ
∆T
e

Σ
1
2Hs

0
s


K
1

∆


+
+
V
t

∆T

M

+
_
∆E’
q

K
2


+
V
ref

+
_
∆δ
Kích từ & AVR
Mạch từ
+
∆δ
K
D


Σ
_

K
5


∆T
D

∆T
S

G
PSS
(s)
∆V
PSS


()
exc
Gs

K
6

K
4

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 T
S
và T
D
phải
dương. Khi xét đến AVR, thì mô men đồng bộ và mô men damping cũng phải
dương. Nói chung,
AVR loại đáp ứng
nhanh tạo ra vector mô
men lớn, thành phần mô
men đồng bộ của AVR
(ΔT
S(AVR)
) có thể lớn
hơn theo chiều dương,
nhưng thành phần mô
men damping của AVR
(T
D(AVR)
) lại tăng theo
chiều âm, làm cho hoạt
động của máy phát có
thể không ổn định khi
mô men damping tổng
âm tuỳ theo sự cân bằng
giữa các giá trị T
S
,

T
S(AVR)
, T
D
và T
D(AVR)
.

Δ


Δ


Vector mô men tổng với kích từ,
AVR và PSS
Vector mô men tổng với kích từ & AVR
Vector mô men của HTKT
Vector mô
men của PSS
ΔT
S

ΔT
S(AVR)

ΔT
S(PSS)

ΔT

S
+ΔT
S(
ar
)

ΔT
S
+ΔT
S(ar)
+ΔT
S(AVR)
+ΔT
S(PSS)
ΔT
D(ar)

ΔT
D(AVR)

ΔT
D(PSS)

ΔT
D
+ΔT
D(AVR)

Vector mô men khi không kể đến AVR
ΔT

ar

ΔT
S(ar)

ΔT
D

ΔT
D
+ΔT
D(ar)

ΔT
S
+ΔT
S(ar)
+ΔT
S(AVR)

Vector mô men tổng với phản ứng phần ứng
ΔT
D
+ ΔT
D(ar)
+ΔT
D(AVR)
+ΔT
D(PSS)

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 (T
A
nhỏ), mạnh (K
A
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 P
e
. Trong đó:
6
T
là hằng số thời gian
của bộ chuyển đổi điện
áp; K
PSS
là hệ số khuếch
đại của PSS;
w
T
là hằng số thời gian khâu lọc thông cao;
1
A
và
2
A
là các hệ số của
khâu lọc xoắn;
1
T
đến
4
T
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 P
e
.



6
1
1 sT

2
12
1
(1 )As A s

w
w
1
PSS
sT
K
sT

1
2
1
1
sT
sT



3
4
1
1
sT
sT



V
PSSmax

V
PSSmin

V
PSS

V
S

Hình 3.9. Sơ đồ khối của PSS1A- loại đầu vào đơn

Δω, Δf, P
e

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
11
T
và hằng số thời gian vượt
10
T
.
3.3.2.3. PSS3B
PSS3B có một đầu vào là công suất điện P
e
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 V
PSSmax
/V
PSSmin

trước khi đưa đến AVR.
PSS4B đo sai lệch tốc độ theo hai kênh: Kênh
LI



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 40,5
0
, sau 4s thì góc tải ổn định ở 39,2
0
.

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.

19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
38
38.5
39
39.5
40
40.5
41
Thoi gian (sec)
Goc tai (degree)


without PSS
CPSS
without PSS
CPSS

Hình 3.19. Đáp ứng góc tải δ
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
0.9994
0.9996
0.9998
1
1.0002
1.0004
1.0006

1.0008
Thoi gian (sec)
Toc do (p.u.)


without PSS
CPSS
without PSS
CPSS

Hình 3.20. Đáp ứng tốc độ rotor ω
17

19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
-6
-4
-2
0
2
4
6
x 10
-4
Thoi gian (sec)
Sai lech toc do (p.u.)


without PSS
CPSS
without PSS

CPSS

Hình 3.21. Đáp ứng sai lệch tốc độ Δω
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
0.78
0.79
0.8
0.81
0.82
0.83
0.84
0.85
0.86
0.87
Thoi gian (sec)
Cong suat tac dung may phat (p.u.)


without PSS
CPSS
without PSS
CPSS

Hình 3.22. Đáp ứng CSTD máy phát P
e

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
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
37.5

38
38.5
39
39.5
40
40.5
Thoi gian (sec)
Goc tai (degree)


PSS1A
PSS2A
PSS1A
PSS2A

Hình 3.27. Đáp ứng góc tải δ
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
0.9994
0.9996
0.9998
1
1.0002
1.0004
1.0006
1.0008
Thoi gian (sec)
Toc do (p.u.)


PSS1A

PSS2A
PSS1A
PSS2A

Hình 3.28. Đáp ứng tốc độ rotor ω

Khi dùng PSS2A góc tải tăng cao
nhất khoảng 40,3
0
sau 2,5s góc tải ổn định
ở 38,7
0
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.
19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
0.79
0.8
0.81
0.82
0.83
0.84
0.85
0.86
0.87
Thoi gian (sec)
Cong suat tac dung may phat (p.u.)

PSS1A
PSS2A
PSS1A
PSS2A

Hình 3.29. Đáp ứng CSTD máy phát P
e

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
M
T
) 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
tượng S(s) ở hình 4.2 có dạng tổng quát:

x Ax Bu Cp  
(4.12)

z Dx
(4.13)

y Ex
(4.14)
trong đó: các biến trạng thái hệ thống
T
q fd

x E E



    

; tín hiệu chủ
đạo w; tín hiệu điều khiển
ref PSS
u V V   
, với giả thiết ở đây là
ef
0
r
V
; đầu
ra đo được
y


; đầu ra (không mong muốn)
z


; đầu vào (nhiễu)
M
pT
;
, , , A B C D
là các ma trận hệ số (luận án).

Hệ kín ở hình 4.2 có ma trận hàm truyền đạt:

   
   
11
11 12 22 21 12 12 22 22
11
22 21 22 22
S S R I S R S S S R I S R S
ZP
YW
I S R S I S R S



   
   


   

   


(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
pz
được biểu diễn bởi:

 
1
11 11 12 22 21
( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )G s S s S s R s I S s R s S s

  
(4.19)

y

p

Kích từ, AVR và
máy phát
S(s)
Bộ điều khiển
bền vững
R(s)
w

z

u



×

Hình 4.2. Bài toán điều khiển tối ưu RH∞
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.
4.2. Thiết kế bộ điều khiển bền vững RH


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)]:

( ) ( ) RH
1

Q
s R s Q
QS


  



(4.28)
b) Trường hợp đối tượng
()Ss
là không ổn định
Tập (s) gồm tất cả các bộ điều khiển làm hệ kín ổn định có cấu trúc:
(s) =
( ) , , , , RH và 1
X MQ
R s X Y Q M N NX MY
Y NQ



   



(4.35)
4.2.2.2. Tìm
()Rs
trong (s) để hệ có độ nhạy nhỏ nhất

Xác định hàm nhạy với sai lệch mô hình

S

 
1
( ) 1F s RS


(4.36)
và nhiệm vụ điều khiển tiếp theo là phải xác định
()Rs

(s) sao cho với nó có
được:

 
1
1 ( ) ( ) minF R s S s



  
(4.38)
Chuyển bài toán tối ưu (4.38) thành bài toán cân bằng mô hình
Thay (4.35) vào (4.38) được:

1
( ) , ,
1 ( ) ( )

MY NQM
F s T HQ T YM H NM
R s S s MY NX

     


Khi đó bài toán tối ưu (4.38) trở thành:

*
RH
arg min
Q
R T HQ




với
, RHTH


là đã biết (4.39)
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
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
11 12 21 22
( ), ( ), ( ), ( )S s S s S s S s
. Vì tất cả các
điểm cực của
11 12 21 22
( ), ( ), ( ), ( )S s S s S s S s
đều có phần thực âm nên đối tượng ổn
định. Từ (4.17) ta viết được quan hệ
yu
biểu diễn bởi:

 
22
22
22
1
S
G
SR


(4.45)
quan hệ
pz
được biểu diễn bởi:

 
1

11 11 12 22 21
1G S S R S R S

  
(4.46)
Mục tiêu là tìm bộ điều khiển
R
phụ thuộc tham số
Q
, với
RHQ


để (4.45)
ổn định và (4.46) đưa được về dạng
T HQ
. Đơn giản nhất là chọn

22 22
11
RQ
QR
S R S Q

  



(4.47)
thay (4.47) vào (4.45) ta được

22 22 22
(1 )G S S Q
(4.48)
do (4.48) ổn định (
22
S
và
Q
đều ổn định) nên (4.47) là bộ điều khiển chấp
nhận được.
Bước thứ hai: Bài bài toán
11
( ) minGs


, trong đó
11
()Gs
tính theo (4.46)
tương đương với
minT HQ


(4.49)
11
( ) ( )T s S s
ổn định;
 
12 21
H s S S

cũng ổn định vì có tất cả các điểm cực nằm
bên trái trục ảo. Vì hệ là SISO và
, RHTH


,
()Hs
không có một điểm không nào
0
s
nằm bên phải trục ảo. Bởi vậy, theo [Nguyễn Doãn Phước (2007)] ta có:

*
0
( ) ( )
()
( ) ( )
T s T s
Es
Q
H s F s


(4.52)
trong đó
()Es
là đa thức bậc 12, còn
()Fs
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

*
*
5
()
()
( 1)
Q E s
Q
Fs
es


, với
0,03e 
(
10e
nhỏ tùy ý) (4.53)
Với
()Es
,
()Fs
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
22
S
, (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).
21

-20
0
20
40
60
80
Magnitude (dB)
10
-5
10
-4
10
-3
10
-2
10
-1

10
0
10
1
10
2
10
3
135
180
225
270
315
360
Phase (deg)
Bode Diagram
Frequency (rad/sec)

Hình 4.3. Đồ thị Bode của bộ điều khiển thiết
kế (bậc 28)
0 5 10 15 20 25 30
0
5
10
15
20
25
Hankel Singular Values of the Model (R)
Number of States
Singular Values (


i
)
6 dominant states.

Hình 4.4. Đồ thị giá trị suy biến Hankel
Hình 4.3 là đồ thị Bode của bộ điều khiển ban đầu. Động học đáng quan tâm
của bộ điều khiển này nằm ở dải tần số từ 1 đến 20 rad/s, trị số quan tâm nhất ở
tần số 9 rad/s tương đương với tần số
1Hz
. Mục tiêu của chúng ta là tìm ra một bộ
điều khiển bậc thấp nhưng vẫn bảo tồn các nội dung thông tin trong dải tần số này.

-20
0
20
40
Magnitude (dB)
10
-2
10
-1
10
0
10
1
10
2
10
3

10
4
135
180
225
270
315
360
Phase (deg)


Comparing Original (R) to the Reduced models (Rr_add and Rr_mult)
Frequency (rad/sec)
R - 28-state original
Rr_add (balancmr)
Rr_mult (bstmr)

Hình 4.7. So sánh đồ thị Bode của mô hình bộ
điều khiển ban đầu và bộ điều khiển sau khi
giảm bậc theo hai cách (Rr_add và Rr_mult)
0 5 10 15
-100
-80
-60
-40
-20
0
20

Step Response
Time (sec)
Amplitude
R: 28-state original
Rr_add: 6-state (balancmr)
Rr_mult: 6-state (bstmr)
R:28
Rr mult (bstmr)
Rr add (balancmr)

Hình 4.8. Đáp ứng bước của ba mô hình

Hình 4.4 là đồ thị giá trị suy biến Hankel, ta thấy rằng có 5 trạng thái chủ đạo.
Tuy nhiên, sự đóng góp của các trạng thái còn lại vẫn còn đáng kể. Bởi vậy, ta lấy 6
trạng thái để tìm bộ điều khiển xấp xỉ với bộ điều khiển ban đầu. Hình 4.7 là đáp
ứng tần số của bộ điều khiển ban đầu và bộ điều khiển sau khi giảm bậc theo hai
cách. Vì động học của bộ điều khiển sau khi giảm bậc theo „add‟ của hankelsv có
sự khác nhau nhiều, nên ta tìm cách giảm bậc bộ điều khiển theo cách dùng tùy
chọn „mult‟ của hankelsv. Động học của bộ điều khiển sau khi giảm bậc theo cách
này khá tương đồng với bộ điều khiển ban đầu. Hơn nữa, khi quan sát đáp ứng
bước của ba mô hình trên hình 4.8 ta thấy rằng đáp ứng của bộ điều khiển theo tùy
chọn „mult‟ phù hợp hơn cả. Vậy, thuật toán giảm bậc đối với bài toán cụ thể này
là bstmr. Từ đó, tính được bộ điều khiển (bậc 6) là:
22


4.3. Mô phỏng bộ điều khiển
4.3.1. Mô phỏng trong Matlab
Kiểm chứng sự làm việc của bộ điều khiển RH


so với trường hợp sử dụng
CPSS và trường hợp không sử dụng PSS trong vấn đề giữ ổn định góc tải.
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
34.404
34.4041
34.4042
34.4043
34.4044
34.4045
34.4046
34.4047
34.4048
Thoi gian (s)
Dap ung goc tai (degree)


without PSS
CPSS
PSS Hinfi
without PSS
CPSS
PSS Hinfi

Hình 4.10. Đáp ứng góc tải


0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
-2
0
2

4
6
8
10
12
14
16
x 10
-7
Thoi gian (s)
Sai lech toc do (p.u)


without PSS
CPSS
PSS Hinfi
without PSS
CPSS
PSS Hinfi

Hình 4.11. Đáp ứng sai lệch tốc độ 


0 2 4 6 8 10
-1
-0.5
0
0.5
1
1.5

2
2.5
3
x 10
-5
Thoi gian (s)
Sai lech CSTD (p.u)


without PSS
CPSS
PSS Hinfi
without PSS
CPSS
PSS Hinfi

Hình 4.12. Đáp ứng sai lệch CSTD P
e

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
-2
-1
0
1
2
3
4
x 10
-6
Thoi gian (s)

Sai lech dien ap dau cuc (p.u)


without PSS
CPSS
PSS Hinfi
CPSS
PSS Hinfi
without PSS

Hình 4.13. Đáp ứng sai lệch điện áp đầu cực
V
t

Hình 4.10–4.13 là kết quả mô phỏng với điện áp trên thanh cái
1.
s
V p u
, công
suất
0,8 0,6 .S j p u
, trở kháng đường dây
0; 0,1 .
ee
R X p u
. Ta thấy, khi không
sử dụng PSS, góc tải, tốc độ và CSTD đầu ra máy phát dao động nhiều. Trường
hợp sử dụng PSS
Hinfi
thì góc tải dao động nhỏ xung quanh điểm làm việc, chỉ sau

2,5s góc tải đã trở về điểm làm việc ban đầu (góc 34,4
0
); tốc độ rotor ổn định rất
nhanh, điện áp trên thanh cái và CSTD máy phát có sự xáo trộn chút ít nhưng cũng
nhanh chóng trở về giá trị ban đầu.
4.3.2. Mô phỏng theo thời gian thực
Để mô phỏng thời gian thực ta sử dụng Card điều khiển R&D DS1104 của
hãng dSPACE (luận án). Kết quả mô phỏng thời gian thực là bước tiến gần hơn tới
thí nghiệm thực so với mô phỏng trong Matlab. Hình 4.19–4.22 là đáp ứng sai lệch
6 5 4 3 2
6 5 4 3 2
92,89 485,1 7567 2,809 004 3,099 004 53,51 1,722 013
37,5 566,9 5136 3410 2,181 011 1,722 3,506 026
s s s e s e s s e
s s s s s e s e e
       
        

23

góc tải, sai lệch tốc độ, sai lệch CSTD và sai lệch điện áp đầu cực máy phát, chất
lượng của bộ điều khiển thiết kế theo lý thuyết RH

đã tốt lên rất nhiều trong vấn
đề ổn định dao động. Nếu tại thời điểm 1s xuất hiện nhiễu thì chỉ sau 2,5s góc tải đã
trở về góc làm việc ban đầu và biên độ dao động cũng nhỏ hơn, nếu sử dụng CPSS
phải sau 4s góc tải mới dần ổn định và biên độ dao động cũng lớn hơn.

PSS
Hinfi

CPSS
Without PSS

Hình 4.19. Đáp ứng sai lệch góc tải Δ


PSS
Hinfi
CPSS
Without PSS

Hình 4.20. Đáp ứng sai lệch tốc độ Δω
PSS
Hinfi
CPSS
Without PSS

Hình 4.21. Đáp ứng sai lệch CSTD ΔP
e

CPSS
Without PSS
PSS
Hinfi

Hình 4.22. Đáp ứng sai lệch điện áp đầu cực
máy phát ΔV
t

4.4. Kết luận chương 4

– Chuyển bài toán điều khiển ổn định tín hiệu nhỏ thành bài toán điều khiển
bền vững. Từ đó, thấy được nhiệm vụ cần phải thực hiện khi thiết kế bộ điều khiển
PSS.
– 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, luận án đã tìm ra bộ điều
khiển bậc 28. Để bộ điều khiển có tính khả thi trong thực tế, luận án đã dùng chuẩn
Hankel để giảm bậc. Kết quả thu được là bộ điều khiển bậc 6.
24

– Các kết quả mô phỏng trong Matlab và mô phỏng theo thời gian thực đều
cho thấy bộ điều khiển PSS bền vững có tác dụng rõ rệt đối với việc rút ngắn
thời gian dao động và hạ thấp được biên độ dao động góc tải so với các bộ PSS
truyền thống.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
1. Kết luận
– 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 mô hình 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.
2. Kiến nghị
Luận án sẽ giúp cho các nhà thiết kế và kỹ sư vận hành HTĐ hiểu rõ hơn về
PSS hiện đang sử dụng, đồng thời cung cấp, giới thiệu thêm một bộ PSS mới được
thiết kế trên nền lý thuyết tối ưu RH

. Tiến tới cài đặt cho PSS mới này, thay thế
các bộ PSS hiện có để nâng cao chất lượng ổn định HTĐ.
Để nâng cao chất lượng hơn nữa cho hệ thống cần phải cải tiến PSS. Việc cải
tiến này phải được dựa trên nguyên tắc tổng hợp và thiết kế trực tiếp từ mô hình phi
tuyến của máy phát, cũng như lý thuyết điều khiển tối ưu H

phi tuyến. Đây là một
bài toán lớn cần sự hỗ trợ của nhiều lý thuyết điều khiển khác nhau.