熊本大学学術リポジトリ

Kumamoto University Repository System

Title 電力用半導体スイッチング素子を有するFACTSデバイスの

電力系統安定化制御への適用に関する研究

Author(s) 木原, 秀美

Citation

Issue date 1996-03-26

Type Thesis or Dissertation

URL http://hdl.handle.net/2298/24841

Right

デ

電力用半導体スイッチング素子を有するFACTS

バイスの電力系統安定化制御への適用に関する石関する研究

1996年３月

熊本大学大学院自然科学研究科

木原秀美

９

本論文で使用した記号 記１

第１章序章 １

1 . 1本研究の背景と目的

1.2本論文の内容

１

７

第２章フレキシブル交流送電系統(ＦＡCTS）

目 次

2.1ＦＡＣＴＳ構想の背景

2２ 電 力 伝送の制御技術

2.3ＦＡＣＴＳ構想

2.4ＦＡＣＴＳデバイス

２．４．１静止型無効電力補償装置

２．４．２自励式静止型無効電力補償装置

２．４．３高速移相器

２．４．４直列コンデンサ

２．４５制動抵抗

９１２８８２６９２

１１１１２２２３

第３章制御方式 ３５

3.1ＦＡＣＴＳデバイスの制御方式

３．１．１ディジタルフィルタの設計

３．１．２観測信号に対する信号処理

３．１３ファジィ制御規則

３．１．４ＦＡＣＴＳデバイスの投入量

５５８０３９９１３

３３３４４４４５５

3.2電力系統安定化装置による発電機励磁系の制御方式

３．２．１通常型電力系統安定化装置

３．２．２ファジィ論理型電力系統安定化装置

3.3結論

６６０６

８８９９

5４

４．１例題系統

４．２評価関数

４．３ＳＶＣの単独制御

４．３．１制御パラメータの最適化

４．３．２ＳＶＣの制御効果

４．３．３制御入力の検討

４．３．４制御パラメータの最適化の検討

４．３．５ＳＶＣの容量変更と制御パラメータの再最適化

４．３．６通常型ＳＶＣとの制御性能の比較

４．３．７ＳＶＣ制御の可変ケインの採用

4.4ＳＶＣとＰＳＳとの協調制御

４．４．１ＰＳＳの制御パラメータの最適化

４．４．２ＳＶＣとＰＳＳの同時制御および協調制御

４．４．３ＳＶＣキヤパシタの強制投入

4.5電力系統解析シミュレータによるアナログシミュレ

４．５．１電力系統解析シミュレータの構成と特長

４．５．２例題系統

４．５．３ＳＶＧの制御パラメータと制御性能

４．６結論

４４７７８１１５０３８８８４６

５５５５５６６６７７７７７８８ンヨシ

第４章ＳＶＣによる電力系統安定化制御

第５章高速移相器による電力系統安定化制御 ９８

5.1高速移相器の単独制御

５．１．１制御入力の検討

５．１．２制御パラメータの最適化

５．１．３ファジィ論理型高速移相器のロバスト性

５．１．４通常型高速移相器との制御性能の比較

５．１．５高速移相器制御の可変ケインの採用

5.2高速移相器とＰＳＳとの協調制御

5.3結論

９８

９８

９８

１０１

１０５

１０８

１１０

１１８

第６章他のＦＡＣＴＳデバイスによる電力系統安:定化制御

６．１

６．２

６．３

６．４

直列コンデンサの電力系統安定化制御

制動抵抗の電力系統安定化制御

制動抵抗とＳＶＣの協調制御による電力系統安定化制御

結論

第７章総括

参 考文献

謝 辞

付 録

１１９

１１９

１２２

１３３

１４０

1４１

1４５

1４８

1４９

ＡＣ

Ａ/Ｄ

ＡＮＳ

本論文で使用した記号の意味を以下に示す。（）内の数字は，その記号

を使用した章を示す。

記号 :説明

:位相平面における減速制御領域(Ａｌ,Ａ２,Ａ３はその領域内の動作

点）（３）

:自動電圧調整器モデル(Ａ-2,Ａ-3,Ｂ-1,Ｂ－２も同様）（4,付）

:交流（２）

:アナログーディジタル変換（3,付）

:アナログ型電力系統解析シミュレータ

（AnalogNetworkSimulator）（４）

:スケーリングファクタ（3,4,5,6）

:自動電圧調整器(AutomaticVoltageRegulator）

（1,3,4,5,6,付）

:位相平面における領域Ａと領域Ｂの重なり角（3,4,5,6）

:サイリスタ点弧角（2,3）

:位相平面における加速制御領域(Ｂｌ,Ｂ２,Ｂ３はその領域内の動作

点）（３）

:サイリスタ制御の制動抵抗

（ThyristorControlledBrakingResistor）（1,6）

:高速移相器の電圧印加用変圧器(BoostingTransformer）（２）

:ＳＶＣのコンデンサのサセプタンス（３）

:母線jの自己サセプタンス（３）

:母線jと母線/の相互サセプタンス（3,付）

:リアクトルのサセプタンス（2,3）

:ＳＶＣのサイリスタの全導通時におけるリアクトルのサセプタン

ス（３）

:ＳＶＣまたはＳＶＧの容量(サセプタンス表示）（3,4）

Ａ

Ａ－１

本論文で使用した記号

Ａｓ

ＡＶＲ

ａ

ｆａＢ

ＢＲ

ＢＴ

６ｃ

６ｊｊ

６ｉ/,‘/ｉ

６Ｌ

６Ｌｍａｘ

6max

-記1‐

ﾑs死

Ｃ

ＣＰＳＳ

ＣＰＳＳ＊

ＣＰＵ

ＣＴ

cｈ

Ｄ

Ｄ/Ａ

ＤＭＡ

趣ｔ

恥Ⅳ加州細叫吻岨邸叫〃叫叫叫蝿眺め帥６

．Ｉ。Ｉ

-記2‐

:ＳＶＣのサセプタンス（3,4）

:コンデンサ（2,4,7）

:通常型ＰＳＳ

（ConventionalPowerSystemStabilizer）(1,3,4,5,6）

:通常型ＰＳＳの協調制御（4,6）

:中央演算処理装置（4,付）

:電流変換器（４）

:チャンネル（付）

:位相平面における動作点ｐと座標原点ｏの距離（３）

:ディジタルーアナログ変換（3,付）

:ダイレクト・メモリー・アクセス(DirectMemoryAccess）

:（付）

:制動係数（付）

:位相平面における距離に関する制御パラメータ（3,4,5,6）

:制御パラメータＤｒの最大値（4,5）

:制御パラメータＤｒの最適値（4,5）

:j発電機の。軸，ｑ軸（付）

:励磁電圧の定常値からの偏差分（３）

:j発電機励磁電圧の定常値からの偏差分（付）

:発電機端子電圧の定常値との偏差分（付）

:有効電力の定常値からの偏差分（4,5）

:発電機電気的出力の定常値からの偏差分（３）

:サンプリング時間（3,4,5,6,付）

:Ａ/Ｄ変換時間（付）

:演算時間（付）

:Ｄ/Ａ変換時間（付）

:Ｄ/Ａ変換後，Ａ/Ｄ変換開始までの時間（付）

:j発電機の端子電圧の定常値からの偏差分（付）

:発電機回転子角速度偏差（4,付）

:j発電機の回転子角速度偏差（４）

:ＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧の位相角（2,5）

ｌ２ｎａＣ癖ｈ・Ｉ

６６６６６６６６

６ｋ

６ｍａｘ

Ｅ’

Ｅｌ

Ｅ２

吻

吻,島‘ｆ

昂,Eゥ

Ebi

易０唖．、Ⅲ

助恥恥恥恥恥田島恥耽Ⅲ

Ｅｒ

-記3‐

:母線ｌの電圧位相角（２）

:母線2の電圧位相角（２）

:母線ｌと母線2の電圧位相差（２）

:ａ点におけるＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧の位相角（２）

:ｃ点におけるＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧の位相角（２）

:高速移相器の移相量（2,3）

:ｈ点におけるＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧の位相角（２）

:j発電機回転子角(j発電機回転子と共通基準軸との位相差角）

（付）

:ｋ点におけるＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧の位相角（２）

:高速移相器の最大移相量（3,5,7）

:過渡内部誘起電圧行列（付）

:母線1の電圧（２）

:母線２の電圧（２）

:ＳＶＧの直流電圧（２）

:励磁電圧の。軸，ｑ軸成分（付）

:過渡内部誘起電圧の。軸，ｑ軸成分（付）

:j発電機の過渡内部誘起電圧を共通基準軸で表したベクトル

（付）

:j発電機の過渡内部誘起電圧ベクトル（付）

:j発電機過渡内部誘起電圧の｡軸，ｑ軸成分（付）

:励磁電圧の瞬時値（3,付）

:定常時の励磁電圧（3,付）

:励磁電圧の最大値（３）

:励磁電圧の最小値（３）

:米国の電力研究所(ElectricPowerResearchlnstitute）（1,2）

:発電機の端子電圧（２）

:ＳＶＧ入力電圧（４）

:定常時のＳＶＧ入力電圧（４）

:高速移相器の励磁変圧器(ExcitingTransformer）（２）

:発電機端子電圧の瞬時値（付）

Ｅｒ０：定常時の発電機端子電圧（付）

ＥＵ：ＳＶＧの信号波(Ｅ",Ｅ〃も同様）（２）

eｃ：ＳＶＧの搬送波（２）

Ｆ：事故点（4,5,6）

ＦＡＣＴＳ：フレキシブル交流送電系統

（FlexibleACTransmissionSystems）（1,2,3,6,7）

ＦＬＰＳＳ：ファジィ論理型ＰＳＳ

（FuzzyLogicPowerSystemStabilizer）（1,3,4,5,6,7）

ＦＬＰＳＳ＊：ファジィ論理型ＰＳＳの協調制御（4,6）

FＵ：ＳＶＧブロック図のファジィ制御信号を入力する箇所（４）

九 ：基準周波数（付）

Ｇ：位相平面における距離に関するゲイン（3,4,5,7）

Ｇ－ｌ：調速機モデル(Ｇ－２も同様）（4,付）

Gov．：調速機（4,5）

ＧＴＯ：ゲートターンオフ(GateTurn-off）（２）

Ｇｕ：ｓｖＧのサイリスタバルブ(Ｇｘ,Ｇｖ,ＧＹ,Ｇｗ,Ｇｚも同様）（２）

gBR：制動抵抗のコンダクタンス（2,3）

ｇｉｊ ：母線jの自己コンダクタンス（３）

節,身j，：母線jと母線/の相互コンダクタンス（3,付）

gmax：制動抵抗の容量(コンダクタンス表示）（3,6）

〃：伝達関数(ＨＲ:リセットフィルタ,Ｈｊ:積分器）（３）

ＨＳＰＳ：高速移相器(HighSpeedPhaseShifter）（1,5）

ＨＳＰＳ＊：高速移相器の協調制御（５）

ＨＶＤＣ；直流高圧系統(HighVoltageDirectCurrent）（２）

Ｉ：電流行列（付）

Ｉ：高速移相器の電流ベクトル（２）

IDj,'9ｊ：j発電機電機子電流を共通基準軸で表したベクトル（付）

IDj,Ioj：j発電機電機子電流を共通基準軸で表した｡軸，ｑ軸成分（１IDj,Igj：j発電機電機子電流を共通基準軸で表した｡軸，ｑ軸成分（付）

1.7,19ｊ：j発電機電機子電流ベクトル（付）

1t",Iｳｉ：j発電機電機子電流の｡軸，ｑ軸成分(付）

IＬ：リアクトル電流（２）

-記4‐

〃ん．アら〃』ん枕ｊＫ

ル

Ｌ

ＬＬ

ＬＲＴ

Ｍ

Ｍ〉

jV(8)

″○

ＰＰ尾賭乃凡恥刑剛町月恥Ｐ

(4,5,6）

:電力系統安定化装置(PowerSystemStabilizer）（1,3,4,5,6,7）

:電圧変換器（４）

:機械的入力（タービン出力）（付）

:発電機機械的入力の初期値（付）

:発電機または系統の動作点（３）

-記5‐

:ＳＶＧの出力電流（２）

:ＳＶＧの出力電流ベクトル（２）

:ＳＶＧの出力電流(1相当たり）(〃,I〃も同様）（２）

:発電機または母線番号（3,付）

:評価関数（4,5,6,7）

:ＳＶＣの制御信号を考慮にいれた評価関数（4,7）

:母線番号（3,付）

:制御ゲイン(即,Ｋｉ,Ｋ2,Ｋ3,Ｋ4,Ｋ５，Ｋ6,ＫH,Ｋｊも同様）

（3,4,5,付）

:サンプリング番号（3,4）

:リアクトル（4,7）

:リミツター最小値(LL,,LL2も同様）（付）

:負荷時タップ切換装置（４）

:直列コンデンサのモジュール台数（3,6）

:'慣‘性定数（付）

:位相平面における減速制御領域のメンバシップ関数（３）

:発電機台数（4,付）

:位相平面における座標原点（３）

:有効電力潮流（2,3,4,5,6,7,付）

:j発電機軸と共通軸の変換行列（付）

:発電機電気的出力（2,3,4,6,付）

:j発電機の電気的出力ベクトル（付）

:５機無限大母線系統における無限大母線へ流れ込む潮流

:負荷の有効電力（付）

:定常時の送電電力（２）

:位相平面における加速制御領域のメンバシップ関数（３）

:電力系統安定化装置(PowerSystemStabilizer）（1,3,4,4

ＴＣＲ

ＲＣ

Ｉ

抑Ｏ－２Ｑ叩８ＲＲ８ＳＳ

ＬＬＳＶ

Resonance）（6,7）

ＳＶＣ＊

ＳＶＧ

Ｓ

Ｚ

ＴＣＳＣ

:単位法の単位（4,6）

:無効電力（７）

:発電機無効出力（付）

:負荷の無効電力（付）

:直角電圧挿入型(QuadratureVoltagelnjection）（２）

:位相平面における動作点ｐの横軸に対する位相角（３）

:抵抗（4,7）

:線路の抵抗（付）

:線路のサセプタンス（付）

:発電機軸ねじれ現象(Sub-SynchronousResonance）（６，

:静止型無効電力補償装置

（StaticVarCompensator）（1,2,3,4,5,6,7）

:ＳＶＣの協調制御（６）

:自励式静止型無効電力補償装置(StaticVarGenerator）

（1,2,4,7,付）

:ラプラス演算子（3,4,5,付）

:時間（3,付）

:サイリスタ制御直列コンデンサ

（ThyristorControlledSeriesCapacitors）（1,6）

:サイリスタ制御リアクトル型

（ThyristorControlledReactor）（２）

:電機子d軸，ｑ軸開路過渡時定数（付）

:電機子d軸，ｑ軸開路次過渡時定数（付）

:時定数(zi,２１，亀,２Ｍ３，尾,Zhl,Zh2,畷3,7,恥,刀,zZも同様）

（3,4,5,6,付）

：トランジスター・トランジスター・ロジック

:(TransistorTransistorLogic）（付）

:単位行列（付）

:ＦＡＣＴＳデバイスの制御信号（3,4,5,6,付）

:リミツター最大値(Uzl,Uz2も同様）（付）

:ＦＡＣＴＳデバイスの制御信号の最大値（3,4）

巧巧

３９

期乃恥

ＴＴＬ

ＵＵⅢ

Ｕｍａｘ

-記6‐

〃：ＰＳＳの補助安定化信号（3,付）

"max：ＰＳＳの補助安定化信号の最大値（３）

"miｎ：ＰＳＳの補助安定化信号の最小値（３）

ｙ：ＳＶＧの等価正弦波電圧（２）

ｖ： 電 圧 行 列（付）

丙：高速移相器の移相前の電圧（２）

周：高速移相器の移相前の電圧ベクトル（２）

喝：高速移相器の移相後の電圧（２）

脇：高速移相器の移相後の電圧ベクトル（２）

VDjlVbj：j発電機端子電圧を共通基準軸で表したベクトル（付）

恥j，ﾘﾉｂｊ：j発電機端子電圧を共通基準軸で表した｡軸，ｑ軸成分（付）

vﾋﾒi,vｳﾉ：j発電機端子電圧ベクトル(付）

恥,喝ｉ：ｊ発電機端子電圧の｡軸，ｑ軸成分(付）Ｚ：ＳＶＧのＧＴＯ出力電圧（２）

月：ＳＶＧのＧＴＯ出力電圧ベクトル（２）

ﾉＺ：送電線両端の電位差のベクトル（２）

ﾘﾉＩｐ：高速移相器の挿入電圧(2)

Pｂ：高速移相器の挿入電圧ベクトル(2)

豚：ＦＡＣＴＳデバイス設置点の母線電圧（２）

尾：交流電源電圧（２）

必：交流電源電圧ベクトル（２）

ｚｊ ：j発電機の端子電圧（3,付）

ﾘﾉﾙ０：j発電機の端子電圧の定常値（付）

〃一ｙ：ＳＶＧの出力電圧（２）

胸：ＳＶＣの制御信号に対する重み（４）

の：発電機回転子角速度（付）

の０ ：同期角速度（付）

⑳ｊ ：j発電機回転子角速度（付）

ｘｉ：ブロック図の入出力値(ｘ2,ｘ3,ｘ4,蝿，

ｘｂ：直列コンデンサのリアクタンス（2,3,（

ｘ伽：j発電機の過渡内部リアクタンス行列’

:ブロック図の入出力値(ｘ2,Ｘ3,Ｘ4,蝿,Ｘ６も同様）

:直列コンデンサのリアクタンス（2,3,6）

:j発電機の過渡内部リアクタンス行列（付）

-記7‐

(3,付）

(付）

。”″●

．，，ｒ●』．．、アム

ＸＸＸ

:送電線のリアクタンス（2,3,付）

:過渡内部リアクタンス行列（付）

:内部リアクタンスの。軸，ｑ軸成分（付）

:過渡内部リアクタンスの。軸，ｑ軸成分（付）

:次過渡内部リアクタンスの｡軸，ｑ軸成分（付）

:ノ発電機過渡内部リアクタンスの。軸，ｑ軸成分

:アドミタンス行列（付）

:ブロック図の入出力値(X↓も同様）（付）

:母線jの自己アドミタンス行列（３）

:母線ｊと母線/の相互アドミタンス行列（3,付）

X‘,Ｘ９

埼埼輔斗

功輔聯Ｙ逓醗埼恥恥Ｚ恥

:j発電機の過渡内部リアクタンス行列(共通基準軸表示）（付）

:母線ｊと母線/の相互アドミタン

:フィルタの入力値（３）

:フィルタの出力値（３）

:送電線のインピーダンス（２）

:角加速度に相当する信号（３）

:酸化亜鉛素子（２）

:位相角偏差に相当する信号（３）

:角速度偏差に相当する信号（３）

:離散時間演算子（３）

ＺｎＯ

動

Ｚｓ

Ｚ

-記8‐

第 1章序章

1.1本研究の背景と目的

エネルギー問題は，各国の社会・経済活動だけでなく，人類全体の将

来を左右し，地球レベルでの様々の問題にも関連している。電気エネル

ギーは，天然にはそのままの形では存在せず，水力，石油，石炭，天然

ガ ス，原子力等の一次エネルギーを 加 工 し て 得 ら れ る の で 二 次 エ ネ ル

ギーと呼ばれているが，エネルギーを消費する立場からはその比率はま

すます大きくなりつつある。

人類が，エネルギーを消費するようになった初めの段階では，エネル

ギーは専ら，まき，木炭，石炭を燃焼させ，熱エネルギーの形で使われ

ていたが，現在の世界では，安全性，清潔さ，制御性の優れていること

などの理由によって，電気エネルギーの形で消費される割合が非常に大

きくなっており，事実，世界の主要国でもわが国は電気エネルギーの占

める比率が最も高い国の一つになっている。

この電気エネルギーを作り出すために，わが国では民間設備に対する

毎年の投資額のl/4ないし1/3が電力設備の拡充に投じられており，国民

経済的に見ても非常に大きな比率になっている。この傾向は過去数十年

間一貫して変わらないし，今後も相当長期にわたって続くと予想されて

いる。

電力設備の半分以上は，発電所で発生した電気エネルギーを消費者ま

で輸送・分配する流通設備に投じられているが，その輸送・分配には

様々な困難が伴う。例えば，雷，台風，塩害，地震などの自然環境に対

する対応もあるし，景観や静電障害，電磁誘導などの社会環境に対する

対策も必要になる。またわが国のように人口調密，国土の狭い国にあっ

ては，できるだけ土地の利用効率を高めるための努力も必要である。

これらの様々な問題を解決するために，いろいろな技術が過去100年

以上にわたって営々として開発されてきた。その結果，作り上げられた

わが国の送配電システムは，世界でも類を見ないほどの大電力長距離の

送配電に成功しており，しかも他国には見られない屈指の人口過密地域

－１－

への電力供給を実現している。更に殊のほか厳しい自然環境の中にあっ

て世界に誇るに足る高い信頼度も維持している。

電力系統とは，電気エネルギーを発生してから消費するまでの一連の

プロセス，すなわち燃料などのエネルギー資源から電気エネルギーを発

生し，輸送し，分配し，かつそれを需要家で消費するまでの流れをつか

さどるシステムである。したがって，ハードウェアとしては原子力発電

所，火力発電所，水力発電所，揚水発電所をはじめ，ピーク用ガスター

ビン発電所など様々の発電所からはじまって，架空送電線，地中送電線

などの送電線ならびに送電線の電圧を変換し，電気エネルギーの流れを

各所に分配するための変電所，開閉所，および最終的にこの電気エネル

ギーを消費する需要家までを含めた膨大な一連のシステムである。

電気エネルギーは，貯蔵しにくい性質を持っているから，このエネル

ギーの流れは途中で中断することは許されない。このため，上に述べた

諸設備は電気的にも機械的にも互いに緊密に連結され強固な一体の設備

として計画建設され，かつ運用されている。

電気エネルギーが現在ほど広範囲に使用されず，電力系統も未発達で

あった初期の段階では，ある特定の需要家に供給される電気エネルギー

は，特定の発電所で発生され，特定の送電線を通って送られるのがふつ

うであったが，現在の十分に発達した電力系統では，発電所や送電線が

特定の需要家のためにつくられ運用されるということは少なく，特定の

需要や個々の需要というよりは系統全体の需要を対象として発電所群，

送配電網がつくられるのが一般的である。

このような電力系統を構成する場合の基本原理は，需要家にできるだ

け安価に，かつ停電を起こさずに良質の電気エネルギー（すなわち周波

数や電圧が規定値に保たれた電気）を供給することにある。つまり，電

力系統を構成，運用する場合には経済性，信頼性が重要となる。

さらに現代の社会では，需要家の近くに電源を設けることは種々の社

会的制約からほとんど不可能になっている。このため必然的に電源は需

要地帯から遠く離れたところに立地せざるをえなくなっている。また一

つの電源立地に適した地点が得られた場合にはできるだけこれを有効に

利用するため，きわめて巨大な電源が設置されることになる。また，電

-２－

源が遠隔化すればするほど，これを需要地帯に送り届ける送電線は長距

離化し，技術的にも経済的にも困難が増すだけでなく，このような巨大

電源，長距離大電力送電線を含んだ電力系統は，従来の電力系統とは技

術的経済的にいろいろな異なった性格を持つようになる。

交流送電線では長距離になると安定度上の制約その他から送電電力が

急速に減少するのに対し，直流送電線は距離による制約がほとんどなく，

長距離になるにつれてますます有利になる。同一送電電力で比較すると，

鉄塔なども直流送電線のほうがずっと低くてすみ，環境上も有利である。

したがって将来は長距離大電力直流送電線が実用化される可能‘性も非常

に強いのであるが，そのような系統は従来の交流送電線だけの電力系統

とは非常に異なった特性を持つはずであり，直流送電技術の確立が必要

になってくる。しかしながら，交流送電線をすべて直流送電線に取り替

えるのは不可能である。

安定した電力供給には，送電網を介して結合された多数の発電機の同

期運転の安定性を保つことが肝要である。この問題は，通常，電力系統

の安定度という言葉で論じられるが，安定度は送電系統中に含まれる同

期機において，機械軸に作用する機械的入力と巻線に作用する電気的出

力との平衡の問題である。

発電所で作られた電気は送電線を介して需要地へ送られる。需要地に

は各家庭の電気器具をはじめとして，多くの電気消費物がある。これら

は総称して「系統負荷」あるいは単に「負荷」と呼ばれる。

負荷は高速回転する発電機にとってブレーキの作用をする。これに対

してボイラーや原子炉，ダムから発電機に供給される蒸気や水の流れは

アクセルの作用をする。これらの作用をもとに発電機の加速減速を論ず

ることが，安定度の基本である。

発電機とそのエネルギー源を馬にたとえるなら，負荷は荷車である。

送電線は両者を結ぶロープのようなものである。ロープが切れれば馬は

暴走するし荷車は置いてきぽりをくう。馬の暴走は御者（発電所の制御

装置）が取り押さえるが，荷車の停止は需要地の停電を意味する。

これを防ぐには，ロープを複数本にするのも良い。しかしもつと有効

な方法がある。世の中にはたくさんの馬と荷車が走っている。これらを

-３－

横につないでしまうのである。実際には馬や荷車どうし，あるいはロー

プの中間点どうしをつないだりする。こうすることにより置いてきぽり

をくう荷車は皆無に近くなり，電力システムの信頼性は著しく改善され

たことになる。

現在，たくさんの馬と荷車を結ぶロープが縦横に走っている。また荷

車の荷が重くなってくると適当な箇所に新しい馬が加えられる。こう

なってくると最早どの馬がどの荷車を引っ張っているのか判然としなく

なる。したがって一頭の馬の加速減速を論じようとすれば，全体のバラ

ンスも見なくてはならない。

電力系統の安定度のうち，送電線への落雷など比較的大きなショック

に対する安定度のことを過渡安定度という。一方，比較的小さなショッ

クに対する安定度は定態安定度と呼ばれる。小さなショックとしては，

まず負荷の変動が挙げられるが，その他にも種々の日常的操作や機器動

作などがある。電力システムを象徴する荷馬車群は，この凹凸した野山

を無事に走り抜けなければならない。

ここで，送電線の特性のたとえとして用いられているロープは，まる

でゴムでできているように大きく伸び縮みをするのである。通常は伸び

が増すと張りも増して適当なところでバランスが取れるが，ある程度以

上伸びると逆に張りが減り始める。もっとも，これは送電線の電気的’性

質（電圧位相のねじれ）をたとえて言っているのであり，ロープの伸び

縮みが実際の送電線路の伸び縮みを意味するわけではない。これは馬

（発電機）の加速減速が発電所の移動を意味しないのと同様である。

通常ロープは2本ずつ張られており，過渡安定度解析ではこの内の1本

が切れた場合を仮定した解析がよく行われる。これは２回線の送電線の

うち１回線に落雷があった場合を想定している。（１回線とは1組の３相送

電線のことである。）落雷によって発生した火花（アーク）は送電線に

電圧がかかっている間は消滅せず，言わば送電線はこの地点でショート

したままの状態となる。この状態を抜け出すため，落雷（故障）のあっ

た回線の両端のしゃ断器を開放して無電圧状態とし，アーク消滅後に

しゃ断器を再投入し，落雷前の送電状態に戻すということが行われる。

ｌ回線がショートしている間は，他の回線の電圧も大幅に下がる。これ

-４－

はロープが非常に細くなったことを意味し，馬は急激に加速する。故障

回線が遮断されると健全回線の電圧も回復するため，残されたロープの

太さはもとに戻る。しかし馬の引っ張る力は１本のロープに全てかかる

ため，バランス点の存否が心配される。また，たとえバランス点が存在

しても，故障中の加速が大きすぎるとそこに到達し得ない場合もある。

1本のロープの状態が不安定の場合は，切れたロープの再結合のタイミ

ングが重要となる。

この現象の解析は，古くは等面積法と呼ばれる図式解法などによって

いたが，その後アナログ計算機やディジタル計算機で解析されるように

なり，解析精度も改善された。

たとえば，定常状態で走っている荷車群になんらかのショックにより，

群の一部に加速や減速が起きると，これは近くのロープの張り具合を変

え，隣接する馬や荷車を加速あるいは減速させる。一般に減速した馬は

荷が軽くなるのでやがて加速し始めるし，加速が続くと再び荷が重くな

り減速に向かう。この動きは順次遠くへ伝搬していき，各ロープは新し

いバランス点を求めて伸び縮みを繰り返す。その様子は，波の伝搬，反

射，重なり合いとよく似ており，電力システムの構成によってはきわめ

て複雑な振る舞いを見せる。この過程で伸び過ぎたロープ（伸びる程張

りの緩むロープ）が出現すると，一団となって走っていた群の統制が効

かなくなることがある。この現象は，直接的には一部の馬の暴走（発電

機の脱調）という形で現れるのが特徴である。

電力系統内の同期機に脱調が起こると，場合によっては大停電事故に

発展することがある。そこで安定度が重要な問題となる。安定度とは，

擾乱に対して系統が同期運転を維持できる能力のことであり，通常，安

定に伝送できる極限の電力（擾乱が与えられる前の電力）で評価される。

安定度には過渡安定度，定態安定度とがある。各場合における極限電力

をそれぞれ過渡安定極限電力，定態安定極限電力という。

過渡安定極限電力は定態安定極限電力より小さい。したがって，着目

している故障，たとえばl線地絡故障に対して無停電伝送を行うために

は，平常の伝送電力をその故障に対する過渡安定極限電力以下に制限し

なければならない。それゆえ，莫大な費用により建設された系統設備を

-５－

有効に利用するには，過渡安定度の向上が不可欠となる。従来から過渡

安定度の向上には多大の努力が払われており，その結果，近年では高速

遮断や再閉路方式など高度の技術が開発され，定態安定極限電力と過渡

安定極限電力との差は一段と縮小された。定態安定度は，自動電圧調整

器(AVRAutomaticVoltageRegulator)により著しく向上される。この

場合の安定度を特に動態安定度と呼ぶ。最近は，擾乱の時間変化が緩や

かな場合だけでなく，時間変化の急激な過渡安定度にも効果のある高性

能の発電機励磁制御系が開発されてきた。

近年，電力需要及び広域融通電力の増加に伴い，基幹系統の電力潮流

は増大し，安定運転限界付近での運用に近づきつつあり，今後送電線の

電力輸送力の増強が必要になってきている。また，電力系統の大規模・

複雑化，長距離送電線の導入により送電線の電力輸送能力は，送電線自

体が持つ熱的輸送量よりもずっと低い安定度で決まる輸送量に抑えられ

ている。

そこで，電力輸送力を増強するために，送電線新設に代わる方法とし

て電力系統にパワーエレクトロニクス技術を導入することによって，既

設送電線の持つ送電容量を最大限有効に活用しようとする構想，フレキ

シブル交流送電系統(8)．(9)(ＦＡＣＴＳ:FlexibleACTransmissionSystems)構

想が１９８６年に米国のＥＰＲＩ(ElectricPowerResearchlnstitute)により提

案され，注目を集めている。このＦＡCTS構想はこれまでの機械式しゃ断

器の代わりに電力用サイリスタを開閉装置として使用した電力設備を設

置することで，機械式しゃ断器に比べ高速・多頻度でしかも連続的な開

閉が可能となる。このサイリスタスイッチを使用したデバイス（直列コ

ンデンサ・静止型無効電力補償装置・高速移相器・制動抵抗など）を電

力系統内に分散配置することにより，系統の安定度が向上できるととも

に電力輸送力を増大することが可能となる。（'，)~(2‘)'(29)~(45）

本研究の目的は，上述のＦＡＣＴＳデバイスによる電力系統安定化制御方

式の開発とＦＡＣＴＳデバイスの最適配置手法およびこのＦＡＣＴＳデバイス

の制御に従来のアナログ制御の代わりにファジィ制御を適用した新しい

電力系統安定化制御方式を開発することによって，送電電力を大幅に増

大させ，電力供給信頼度を向上させることである。一般的にファジィ制

-６－

御('0)は制御規則が簡単で処理速度が速いため実時間制御に適していると

ともに，柔軟性のある制御が可能で，時々刻々と系統状態が変化するよ

うな電力系統においては最適な制御である。本研究では電力系統安定化

制御方式の開発とともに提案する制御方式の有効性を計算機シミュレー

ションや実験により明らかにすることである。

１．２本論文の内容

本論文の構成は７章からなっている。以下に各章の内容についての要約

を述べる。

第１章は序章として，本研究に関わる電力系統の特徴および問題点，安

定度の概念について概略を述べ，本研究の目的を示した。

第２章では，近年注目を集めているＦＡＣＴＳ構想とこの構想を構成して

いるＦＡＣＴＳデバイスについて概略を述べている。次に，本研究で用いた

各ＦＡＣＴＳデバイスの構造，動作原理およびサイリスタの点弧角と導通電

流の関係について詳しく説明している。

第３章では，ＦＡＣＴＳデバイスに適用するファジィ論理型スイッチング

制御方式について説明している。提案する制御方式は制御規則が少なく

演算時間も短くて済むため，オンライン計算機に対する負担が軽く実時

間制御に適したものである。また，従来のアナログ制御に比べ，電力系

統の非線形性をそのまま反映でき，ソフトウェアを介して容易にパラ

メータを変更することができる。

次に，ＦＡＣＴＳデバイスとの協調制御についての検討を行っている，発

電機励磁系の制御装置である電力系統安定化装置（ＰＳＳ：PowerSystem

Stabilizer)の概要について説明している。本研究で使用したＰＳＳは従来

から使用されている通常型電力系統安定化装置(ＣＰＳＳ:Conventional

PowerSystemStabilizer)とファジィ論理型電力系統安定化装置('2)～

('4)(ＦＬＰＳＳ:FuzzyLogicPowerSystemStabilizer)の2種類である。

第４章では，静止型無効電力補償装置(ＳＶＣ:StaticVarCompensator）

のシミュレーションについてまとめている。まず，シミュレーションに

使用した例題系統，制御性能を比較するために定義した評価関数，およ

-７－

びＳＶＣの制御パラメータの最適化手法について述べ，次にＳＶＣの単独制

御，ＰＳＳとの協調制御を行った場合のシミュレーション結果についてま

とめている。さらに，ＳＶＣの改良型である自励式静止型無効電力補償装

置(ＳＶＧ:StaticVarGenerator)に対して，提案するファジィ論理型ス

イッチング制御を適用した場合の，アナログシミュレーションについて

まとめている。これらのシミュレーション結果により，提案する制御方

式が電力系統安定化制御に対して有効であることを示した。

第５章では，高速移相器(HSPSHighSpeedPhaseShifter)に提案する

制御方式を適用した場合のシミュレーションについてまとめ，その有効

性を明らかにした。

第６章では，モジュールタイプのサイリスタにより制御される直列コン

デンサ(ＴＣＳＣ:ThyristorControlledSeriesCapacitors)とサイリスタに

より制御される制動抵抗(ＢＲ:ThyristorControlledBrakingResistor)に

対して提案する制御方式を適用した場合のシミュレーションについてま

とめ，ここでもまた提案する制御方式が有効であることを明らかにした。

第７章は総括として，本研究で得られた成果をまとめるとともに，今後

の展望について述べている。

最後に付録として，計算機によるディジタルシミュレーションを行う

ための各機器の数式モデルについて説明している。系統の数式モデルは，

発電機と，発電機に付随するＡＶＲ，調速機，および送電回路網のモデル

により構成され，各数式モデルは微分方程式により表現されている。こ

れらの微分方程式を解くにあたり，４次のRunge-Kutta-Gill法(7)を用いて

いるｄ続いて，各シミュレーションに用いた例題系統の系統定数とアナ

ログシミュレーションを行う場合のＦＡCTSデバイスの制御装置の構成に

ついて説明を加えている。

-８－

第２章フレキシブル交流送電系統（ＦＡCTS)(8)．(，）

2.1ＦＡＣＴＳ構想の背景

パワーエレクトロニクスの大容量化に伴い，サイリスタをベースにし

た大電力変換器，しゃ断器を用いて，もっとアクティブに系統電力の制

御，すなわち，電力の流れや電圧の調整，安定化を行うことが可能に

なってきた。これを積極的かつ総合的に推し進める構想が米国のＥＰＲＩか

ら１９８６年に提案されたフレキシブル交流送電系統(ＦＡＣＴＳ)の構想である。

この構想はいまや急速に世界の電力会社，重電メーカー，電力技術者の

注目する技術となった。

ＦＡＣＴＳ構想を打ち出すに至った背景としては，アメリカの特殊な電力

事'情によるところが大きく，我が国とは若干異なっている。

(1)複雑かつ巨大化したアメリカの電力系統が，その電力潮流制御に苦

心していることで，電力託送問題はアメリカの電力環境において本質

的変化を生じさせている。それはコージェネレーションシステムや独

立発電企業，カナダ水力発電電力会社は競争して電力販売の市場確保

を求めて，電力の託送を急激に増やしてきた。その潮流が図２．１に示す

ように予想外なところに流れており，制御そのものの即応性がない今

のシステムを一足飛びに直流送電系統の併用にするか，その他のなん

らかの新方策を開発せざるを得ない状況になってきている。

(2)電力消費量の伸びが大きく，今後送電線の電力輸送力増強が緊急を

要すること。

(3)規制の強化や環境問題に絡み，新規の送電線の建設が困難になり，

またその建設コストが高騰し，工事が遅延してきていること。

(4)静止型無効電力補償装置，酸化亜鉛型避雷器など新しい大電力用素

子を用いた電力機器の実績が優れていること。

(5)直流しゃ断器試験の成功。

これ らの状況は一部を除いて日本にも全く当てはまることである。

ＦＡＣＴＳの最も特徴的なところは，交流送電系統に現在進みつつあるサイ

リスタ技術の導入を大幅に進めて，従来の送電線のまま直流送電の利点

-９－

カナオン

<カナダの電力をニューヨーク市に送る場合の実際の潮流＞カナダのオンタリオハイドロ社からニューヨークへの大電力輸送は，高度に

嬬連雪隠蒋季蛎窪瀞絢繍職羅操作にしばしば制限を与えており，改善を要する点と見られている。

図２．lカナダの電力をニューヨーク市に送る場合の実際の潮流

Ｅ１と６１ Ｐ

Ｂｕｓｌ

Ｐ

DＣ

Ｅ２と６２

①Ｂｕｓ２

30ｃ612

図２．２送電線に流れる電力

-１０－

2 . 2電力伝送の制御技術

これまでにも直流送電，周波数変換，力率調整設備としてサイリスタ

技術は広く普及しているが，これに加えて新しい送電技術(ＦＡＣＴＳ)はサ

イリスタによる送電線のインピーダンスの制御，電力位相の制御により

交流電力系統を大幅に機能上昇させることを目的としている。電力系統

に期待される可能性としては，

(1)電力系統の線路ごとの電力潮流の高速制御

(2)送電線の送電電力を熱的限界まで上昇する。

などが上げられる。

このＦＡＣＴＳの導入により，既存の送電線の容量を上げられれば，新し

い送電線の建設または直流送電設備と比較して経済的に最も適切な方法

となる。ＦＡＣＴＳは，電力系統間の結合を計画どおりの経済性と安定性を

もたらし，これは信頼性を生むことになる。

図２．２の電力系統において，送電線に流れる電力について考えると，そ

れは位相差，送電線の電圧，そしてインピーダンスの関数である。

p＝竺些sin612XL

612＝６１－６２

ｊｊｌ２－』

２２くく

位相差に関しては図２.２のように９０度で脱調するため，マージンを残し

て運転しなければならず，電力系統運用者は分路リアクトルや直列コン

デンサを機械式しや断器でオン・オフして電力潮流を制御するが，開閉

速度が遅いため信頼性に欠けている。また，インピーダンスはほとんど

リアクタンス成分であるため，電線の熱的限界まで送電量を増やすこと

ができず，さらに負荷急変や送電線事故による過渡的動揺により脱調す

ることを恐れて位相差は抑えて運転することになる。

－１１－

を先取りしようとすることである。さらに最新の計測技術，光ファイバ

通信技術，高速計算機による制御を大幅に取り入れて，高機能な交流送

電系統を総合的に再構築することである。

ここで，二つの送電線で電力を送る場合について，次の三つの場合を

考えてみる。図２．３の(a)に示すように，２本の送電線のうち片方のイン

ピーダンスが小さい場合，電力の流れはインピーダンスの逆比になり片

方が定格容量いつぱいになるとそれ以上の電力潮流を送れない。（b)は直

流送電との併用である。直流(ＨＶＤＣ:HighVoltageDirectCurrent)送電

線は両電力系の位相差に無関係に電力潮流の制御ができ，送電電力は熱

的限界まで可能であるが，コストが高く，よほど長距離か異なる周波数

もしくは，周波数は同じでも位相が不安定な場合にはこの方法が使われ

る。一方(c)は，一つの送電線に高速制御できる直列コンデンサもしくは

高速制御できる移相器を付加した場合である。これにより直流送電とほ

ぼ同じ性能が得られる。特に移相器の場合はほぼ同じ性能が少ないコス

トで実現できる。

このように交流送電系統にサイリスタ技術を導入することの効果は直

流送電よりも大きいと考えられている。

2.3ＦＡＣＴＳ構想

電力系統においては，多数の同期発電機が系統網を介して同期運転し，

負荷を応分に担っているが，系統にはつねに負荷変動や事故などの外乱

が加わるので，場合によっては各同期機が同期を保ちえず，いわゆる脱

調に至ることがある。電力系統の安定度とは，電力系統内の各要素が外

乱に対して平衡状態を維持しうる能力，あるいはこの平衡状態が大きく

崩れた場合に再び平衡状態を回復しうる能力のことで，この相差角動揺

に基づく安定度によって電力系統の送電容量は決定されている。

近年，電力需要及び広域融通電力の増加に伴い，基幹系統の電力潮流は

増大し，安定運転限界付近での運用に近づきつつあり，今後送電線の電

力輸送力の増強が必要になってきている。また，電力系統の大規模・複

雑化，長距離送電線の導入により送電線の電力輸送能力は，送電線自体

が持つ熱的輸送量よりもずっと低い安定度で決まる輸送量に抑えられて

いる。

そこで，送電線新設に代わる方法として電力輸送力を増強するために，

－１２－

、

、ダ

｜’

(a)パラレルパス

ＯＪＴ

④、ノ

ー一

睦両函】『Ｐ公応

、一

一一

工場

(b)直流送電との併用

苛只侭

言 富④

④

国土。－ ｺ

少I/Ｚ ｰ、

(c)直列コンデンサまたは高速移相器による制御

、グ

｜’

昌昌、グ

’一

ヨ目β

図２．３

－１３－

工場発電所

ループ送電系統における電力潮流制御

電力系統にパワーエレクトロニクス技術を導入することによって，既設

送電線の持つ送電容量を最大限有効に活用しようとする構想である，

ＦＡＣＴＳ構想が注目を集めている。このＦＡＣＴＳ構想はこれまでの機械式

しや断器の代わりに電力用サイリスタを開閉装置として使用することに

より，機械式しや断器に比べ高速・多頻度でしかも連続的な開閉が可能

となり，現在の電力系統をよりフレキシブルな系統にしようとするもの

である。このＦＡＣＴＳデバイスを電力系統内に設置することによって，電

力系統の安定度を向上することができるとともに電力輸送力を送電線自

体の持つ熱的輸送量まで引き上げることが可能となる。

従来の機械式接点を持つしゃ断器は高速に開閉ができない上，接点の

摩耗のため開閉頻度に制限があり，さらに開閉動作のための圧縮空気の

タンク容量に制限があり連続的な開閉が不可能である。さらに，これ以

上の開閉速度の短縮は限界に達してきていた。一方，サイリスタスイッ

チはパワートランジスタをベースにした電子デバイスで，図２．４に示すよ

うに動作時間は遮断信号を受けてから，機械式しや断器が開放するのに

2サイクルもかかるのに対し，その１/６０以下のｌ/３２サイクルで開閉する

ことができる。しかも，接点のような可動部分がなくアークが出ず，さ

らに電力系統にサージを与えないため，保守管理の省力化を図ることが

できる。しかしながら，サイリスタスイッチは半導体素子であるため，

現在問題となっている高調波を発生する恐れがあり，この高調波は，電

力損失の増加，計測器・コンピュータ・保護装置の誤動作，あるいはコ

ンデンサなどの電力機器の焼損を引き起こすため，その対策として高調

波フィルタの設置などが考えられている。

現在公表されているＦＡＣＴＳの研究構想を，図２．５に示す。各ＦＡＣＴＳデ

バイスの構成と動作原理については表2.1に示すとおりである。

このようにＦＡＣＴＳデバイスは，将来電力系統の多くの点に分散配置さ

れ，各デバイスを非常に高速度で開閉制御を行うことによって，フレキ

シブルな電力系統が構築される。ＦＡＣＴＳデバイスは，個々のデバイスご

とにいろいろの目的を持って設置されるので，系統の状態に即応して単

独で，あるいは相互に連系して動作することになる。すなわち，電力系

統内の抵抗・キャパシタ・リアクトルを高速に制御することによって有

-１４－

60HZElectricPower

ヘＣＴＫ

図２．４動作時間の比較

-１５－

ー

０，

PowerPlant

BrakingResistor

High-energyArrester

CircuitBreak rｅａＫｅｒ

OvelheadLine

(50-150miles）

StatiC

Comp

Var

ensator

Modular

SeriesCaPacitor

ＮＧＨＤａｍｐｅｒ

、

Modul3r

SeriesReactor

、

、

、

、

。。ljiMI韮言語Cable

130-40milesi:ﾐﾐg9-40m瞳i:ﾐﾐg9-40m瞳PowerAngleRegulator

図２５ＦＡＣＴＳ構想の概念図

LｏｎＥＬｉＬｏｎｇＬｍｅ

(200-3001 miles）

Femroresonance

Damperf

Circuit‐

Breaker

Circuit

Breaker

FaultCurrent

Limiter

Load

’

(1)NGHダンパ

(2)静止型無効電力補償装置

（SVC）

(7)高エネルギー避雷器

(8)可変直列リアクトル

(9)故障電流制限装置

(１０)サイリスタしゃ断器

(１１)サイリスタ式鉄共振ダンパ

表２．１ＦＡＣＴＳデバイス

SouthemCalifbmiaEdisonの長距離送電線に発生

した低周波共振により発電機の軸が破損した。

NGHダンパは直列に挿入された大容量のコンデンサバンクによって発生する低周波振動を抑制す

る。EPRIのHingorani氏の開発によるサイリスタを用いた共振ダンパは系統のインピーダンスを

60Ｈｚ以下の周波数で共振が起こらないように，自

動的に変えることができる。既に１０年前からその

系統で運用中である。

電圧調整，重負荷時の電圧低下の抑制，過電圧

の防止。分路リアクトル，並列コンデンサのサイリスタによるスイッチング制御。負荷力率の進み

遅れの高速・連続的制御

サイリスタスイッチによる大容壁の可変抵抗

器。負荷遮断時に発電機の負荷とし，発電機の脱

調を防ぎ，周波数の安定と同期を保つ。

ＺｎO避雷器とサイリスタスイッチ式抵抗と組み

合わせて動作の正確さとエネルギー吸収量を増

す。

モジュール式のリアクトルは地中ケーブルの過

負荷を防止するため，流れる電力を制限する。

事故を起した線路および機器からの故障電流を

サイリスタスイッチにより高速にインピーダンス

を投入して減流し，機器の保護と事故の波及を止

める。

サイリスタで構成された事故電流遮断スイッチ

で，機械式が動作完了まで2サイクルかかるとこ

ろをｍｓ以内で完了する。故障電流が定格以内で遮断できるとすれば，系統の機器耐過を下げること

ができ，経済効果が大きくなるとともに安定度の

向上が期待できる。

長距離大容量高電圧変圧器の末端で発生する鉄

共振による過電圧を抑制する。

－１７－

一Ｐ１頁

一個一

ＮＧＨダンパ

国工:工に直列コンデンサ

豊圏移相変圧器

自励式静止型無効電力補償装置

－ｉ

〆

高エネルギー避雷器

サイリスタしゃ断器

効電力，無効電力および電圧を自由に調整が可能となり，ＦＡＣＴＳ本来の

目的である送電線の電力輸送能力を増大することができるとともに，電

力潮流の制御，過渡安定度・定態安定度の改善，電圧安定性の向上およ

び電気的共振の抑制などを行うことが可能になる。

2.4ＦＡＣＴＳデバイス

本研究で電力系統の安定化制御に用いるＦＡＣＴＳデバイスとしては，

ＳＶＣ・高速移相器・制動抵抗・直列コンデンサの４種を考えている。さ

らに，ＳＶＣの改良型としてサイリスタスイッチの代わりにターンオフ機

能を持つＧＴＯサイリスタにより，無効電力の調整を行うＳＶＧについても，

安定化制御の検討を行っている。以下に各ＦＡＣＴＳデバイスの構造および

動作原理についてまとめる。

2.4.1静止型無効電力補償装置

需要家側の電圧を一定に保つことは，系統の負荷である各種機器の正

常な運転と保守のためにきわめて重要な条件である。さらに最近になっ

て，負荷の電圧特性の兼ね合いから生ずる受電端電圧（負荷電圧）の大

きさに関する不安定現象が注目されるようになってきており，電圧安定

性と呼ばれている。大電力長距離送電線を介して負荷に電力が供給され

ているとき，特に負荷が定トルクの誘導電動機や定電力特性に近い特性

を有する場合には，系統構成や負荷電力の変化により負荷電圧の大きさ

が徐々に低下し，従来行われているような電力用コンデンサの投入など

による手段ではこれが全く回復できないことがあり，相差角動揺に基づ

く安定度が十分に維持されるような場合においてさえ，系統電圧の崩壊

を招く危険性がある。

電力系統の系統電圧は，有効電力よりもその系統内に存在する無効電

力の量に関係が深く，この無効電力を制御することによって系統電圧は

維持される。たとえば，系統電圧が低すぎる場合には電力用コンデンサ

を投入して無効電力を系統内に注入することで，逆の場合には分路リア

-18‐

クトルにより，無効電力を吸収することで電圧は一定に保たれる。この

方法はすでに定着した技術であるが，前述の電圧安定性についての効果

は解明されていない。

サイリスタスイッチを有するＳＶＣは無効電力の注入・吸収ともに可能

で，その無効電力量も高速制御が可能である。このＳＶＣはＦＡＣＴＳデバイ

スのなかではすでに実用化されており，系統電圧の維持・安定度の改善

の目的で使用されている。

本研究では，図２．６に示すサイリスタ制御リアクトル(ＴＣＲ:Thyristor

ControlledReactor)型ＳＶＣを使用する。このＳＶＣはコンデンサが常時投

入されており，ＳＶＣのサセプタンスの調整はリアクトルに流れる電流を

サイリスタの点弧角を制御することにより連続的に行われる。サイリス

タの点弧角がα【度である時のＳＶＣ設置点の母線電圧とリアクトル電流の

波形は図２．７で示される。

ＳＶＣのリアクトルでの損失を考慮しないと，リアクトル電流ILは，

ＩＬ＝6L･厚 (2-3）

ここで，

ＩＬ：リアクトル電流

６Ｌ：リアクトルのサセプタンス

厚：ＳＶＣ設置点の母線電圧

で与えられる。したがって，リアクトル電流とサセプタンスは等価的に

表現でき，この点弧角α'とリアクトル電流の関係を図２．８に示す。

ここで，図２．６の1機無限大母線系統においてＳＶＣによる電力系統の安

定化制御手法について考えてみる。送電線に流れる有効電力Ｐは式(2-1）

と同じように近似的に式(2-4)で与えられる。

ここで，

P＝生２２皇sｉｎ６ＸＬ

(2-4）

ＥＳ：発電機端子電圧豚：ｓｖｃ設置点の母線電圧

ＸＬ：送電線リアクタンス６：発電機端子電圧とｓｖｃ設置点の母線電圧の位相差角

-１９－

図２．６ＳＶＣの基本構成

Ｅ、■″

-２０－

270~ｉ

BusvoltageofSVC

ReactorcuIrent

0。９０.’１８０ 60。

αｔ－シ

１１１１ Gatepulse

図２．７点弧角α,の時のＳＶＣ設置母線電圧とリアクトル電流の波形

事故除去後（無効電力吸

１

一．呈曽④畠。。亀９９園③塵

０

9０１００１１０１２０１３０１４０１５０１６０１７０ l 8 0

myIistOr耐mgAngleIdeg唾esl

図２．８リアクトル電流と点弧角の関係

g〆０

Ｐ

事故発生前

事故除去後（無効電力注入）

事故除去、／（１回線開放）

三〆

ｈ

ｅ

ｌ一

、

ｋｋ。。

ｂ

収）ｙｇ／６

6ａ

陸J１

事故継続中Ｃ

6ｋ

ｂ

6ｃ

図２．９ＳＶＣ設置時の発電機の電力位相差角曲線

6ｈ ６

-２１－

電力系統の安定化は送電線の有効電力を制御することによってなされる

が，その有効電力は式(2-4)に示すようにＳＶＣ設置点の母線電圧の関数で

ある。すなわち，ＳＶＣ設置点の母線電圧はＳＶＣが注入あるいは吸収する

無効電力量を制御することで行われるため，その無効電力の制御によっ

て電力系統の安定化が図られる･

ＳＶＣを設置した場合の発電機のＰ－６曲線を描くと図２.９のようになる。

図２．９は事故発生前・事故継続中・事故回線を開放して事故を除去・事故

除去後無効電力を注入した場合・事故除去後無効電力を吸収した場合を

示している。ａ点で運転中に事故が発生すれば，動作点はb点へ移るが発

電機の加速エネルギーが大きくそのエネルギーを吸収するために，事故

継続中の曲線に沿って位相差角は増大する。運転点ｃにおいて事故を除

去しＳＶＣを設置しない場合には，まだ発電機の加速エネルギーが大きい

ために位相差角は面積abcmと面積mdklが等しくなるまで，すなわち６ｋ

まで増加し，いずれは発電機の脱調を引き起こすことになる。しかし事

故除去と同時にＳＶＣにより無効電力を電力系統に注入すれば，位相差角

は面積abcmと面積mehjが等しくなるまで，すなわち6Aまでしか増加しな

いため，系統の動揺は小さくなり，いずれ発電機は安定することになる。

つまり，ＳＶＣを設置することによって，電力系統の安定度は高くなる。

位相差角が6Aから減少し始める時には，ＳＶＣにより無効電力を電力系統

から吸収すれば，さらに面積fihに対応する発電機の減速エネルギーを面

積onjに対応する減速エネルギーまで減少することができ，電力系統の相

差角動揺を速やかに減衰させることができる。

2.4.2自励式無効電力補償装置

ＳＶＧはＳＶＣの改良型としてサイリスタの代わりにターンオフ機能を持

つＧＴＯサイリスタにより，無効電力の吸収および注入を行うデバイスで，

その機能としてはＳＶＣと変わらない。しかしながら，その動作において

は若干の違いがある。すなわち，ＳＶＣの場合にはリアクトル電流が正か

ら負へまたは負から正へ転流するのにサイリスタ素子の性質上ターンオ

フ時間を必要とする。このターンオフ時間は主電流が零になってから順

-２２－

刑一側

ふ一一 (2-5）

ここで，ＰＷＭ制御について図２１１を用いてその動作を説明する。

ＰＷＭ変換器は直流電圧功を一定に保ち，ＧＵ，ＧＸ，ＧＶ，ＧＹ，ＧＷ，

ＧＺのオン・オフ時間の長さを変えて等価的に電圧ｙの振幅を変化させ，

リアクタンスＸＬに流れる電流１３を制御する。図２．１２はＰＷＭ制御の原理

を示す。図(a)のｅｃは搬送波で，ＥＵ，〃およびＥ〃は要求される電圧を

得るための信号波である。図(b)および図(c)は信号波と搬送波の比較に

よって得られる図２．１１中のＧＵ，ＧＸ，ＧＶ，ＧＹの通電状態を示しており，

ＧＷ，ＧＺも同様に通電する。このＧＴＯのオン・オフ動作により，出力電

圧ｙＵ－ｙは図２．１２(｡)の実線の矩形波が得られる。なお，点線の波形はそ

の等価正弦波の波形を示している。

図２．１３はＳＶＧの電流と電圧の関係を波形とベクトル図で示している。

(a)はＳＶＧがリアクトル動作を行っている場合の波形とベクトル図で，

(b)はコンデンサ動作を行っている場合の波形とベクトル図を示す。図に

示されるようにＳＶＧの出力電圧の大きさにより電流位相が反転し無効電

力を進相から遅相まで連続的に制御することができる。

-２３－

電圧が零になるまでの時間で少なくとも201人s程度を要し，この間はサイ

リスタの消弧ができない。このように，転流に必要な逆電圧を交流電源

に頼る方式は他励式と呼ばれている。一方，ＳＶＧは自励式と呼ばれ，交

流側電源に無関係に転流できるＧＴＯサイリスタを用いているため，ター

ンオフ時間を考慮しないで無効電力の制御が可能となる。

ＳＶＧの構成を図２．１０に示す。このＳＶＧは必要な位相と波形を持つ電流

を高速に得ることができる導通角制御（ＰＷＭ制御）を用いている。

ＳＶＧの出力電流１３はＳＶＧの出力電圧豚と交流電源電圧尾によって決定さ

れる。すなわち，ＳＶＧの出力電圧月を変化させ，リアクタンスＸＬの両端

の電位差尾一Jfを変えて，ＳＶＧの出力電流ふを次式に示すように調整する。

【~)鍵鵬券

↑E‘

図２．１０ＳＶＧの基本構成

ＧＵＧＶＧＷ

‘ｗｉ Ｃ

図２．１１３相ＰＷＭ変換器

Ｅ〃ＥＵＥ〃

(a）

(b）

(｡）

(c）

畳

一一

-２４－

図２.ｌ２ＰＷＭ制御の波形

E華Ｖ

Ｒ

Ｖ「、豆

『

+ﾝＩ

ー

』

Ｆ弓”〃Ｆ』Ｌ

Gzi

翌

罫‐可

EIf 催

(b）進相出力（コンデンサ動作）

・尾〉豚となるようＧＴＯ出力電圧を制御

吟(GTO出力電圧の基本波分）

(a）遅相出力（リアクトル動作）

・昭く豚となるようＧＴＯ出力電圧を制御

画語i毒Ｉ力暫

峨一則．

唯一

応仏

ベクトル図

-２５－

分）土の

Ｊ汁

．－．耽一竺加

図斤嘩

図２.ｌ３ＰＷＭ制御の電圧と電流

2.4.3高速移相器(28)~(31）

電力系統を構成，運用する場合には経済‘性，信頼性が重要となるが，

この二つの目的を同時に達成するのに有効な方法が系統連系である。系

統連系の利点としては，

（１）多数の需要家がつながれているため，需要変動は相互に相殺されて，

全体としての負荷変動は小さい。

(2)多くの発電所や送電線がつながれているため，ある発電所やある送

電線が事故などにより脱落しても供給支障を引き起こすことがなく，

供給信頼度が高い。

(3)電力系統には不測の事態のために予備設備を持っているが，系統連

系によりその数，容量を減らすことができる。

(4)系統容量が大きくなれば設備の容量も大きくすることができ，電力

単価を抑えることができるというスケールメリットがある。

一方，系統連系の欠点は，事故波及，ループ潮流による送電線の過負荷

などが挙げられる。

このループ潮流による送電線の過負荷対策として，従来から移相変圧

器が使用されている。この移相変圧器は設置点前後の電圧移相を変化さ

せる機器で，相電圧に対して９０度ずれた位相を持つ電圧を挿入すること

によって，等価的に位相を変化させることができる。既存の機器では挿

入電圧は，機械式タップによって段階的に調整される。

一方，移相変圧器に半導体電力変換装置を組み合わせた高速移相器は，

位相変化を高速かつ連続的に調整することができ，ループ潮流の調整・

安定度の改善の目的で使用することが考えられている。

高速移相器としては移相変圧器のタップをサイリスタで切り替える方法

もあるが，本研究では，図２．１４に示す直角電圧挿入(ＱＶＩ:Quadrature

Voltagelnjection)型高速移相器を使用する。この高速移相器は励磁変圧

器(ＥＴ:ExcitingTransformer)と，直角に電圧を印加するための変圧器

(BTBoostingTransformer)および半導体変換装置で構成される。各点

における電圧のフェーザ図を図２．１５に示す。

ここで，図２１６の1機無限大母線系統において高速移相器による電力系

-２６－

●

図２．１４高速移相器の基本構成

形

脇

図２．１５フエーザ図

-２７－

ｋ、

１

ＥＳと６ｏＰ DＣor

ｈ

〃

図２．１６高速移相器の設置概念図

』

Ｐ

（位相差角大）

くこj’零塁蕊ル

竺〆事

’一

、

『蝿

ｋ、

１

ｋ

複6８

０

事故継続中

Ｃ

6ｋ

-２８－

6ｃ６6ｈ

図２．１７高速移相器設置時の発電機の電力位相差角曲線

統の安定化制御手法について考えてみる。送電線に流れる有効電力Ｐは

式（2-4)で与えられるが，ｓｉｎ６の関数である。すなわち，高速移相器に

よって電圧位相を変えることにより，有効電力Ｐを制御することができ，

電力系統の安定化が図られる。

高速移相器を設置した場合の発電機のＰ－６曲線を描くと図２.ｌ７のよう

になる。図２．１７は事故発生前・事故継続中・事故回線を開放して事故を

除去・事故除去後高速移相器により位相差角を大きくした場合・事故除

去後位相差角を小さくした場合を示している。ａ点で運転中に事故が発

生すれば，動作点はｂ点へ移るが，発電機の機械的入力が電気的出力を

上回るために，発電機の加速エネルギーが大きくそのエネルギーを吸収

するために，事故継続中の曲線に沿って位相差角は増大する。運転点ｃ

において事故を除去し高速移相器を設置しない場合には，まだ発電機の

加速エネルギーが大きいために位相差角は面積abcmと面積mdklが等し

くなるまで，すなわち６kまで増加し，いずれは発電機の脱調を引き起こ

すことになる。しかし事故除去と同時に高速移相器により位相差角を大

きくすればＰ－６曲線は平行移動し，位相差角は面積abcmと面積mehjが等

しくなるまで，すなわち6ｈまでしか増加しないため，系統の動揺は小さ

くなり，いずれ発電機は安定することになる。つまり，高速移相器を設

置することによって，電力系統の安定度は高くなる。位相差角が6力から

減少し始める時には，逆に高速移相器により位相差角を小さくすれば，

さらに面積fjhに対応する発電機の減速エネルギーを面積onjに対応する

減速エネルギーまで減少することができ，電力系統の相差角動揺を速や

かに減衰させることができる。

2.4.4直列コンデンサ

送配電線路の送電端，受電端や中間地点に直列に電力用コンデンサを

常時挿入して，線路の誘導リアクタンスの全部または一部を打ち消す方

法を直列コンデンサ補償といい，送電線の容量増加，安定度の向上，並

列線路の電力潮流分担制御などを目的として，多数の採用例がある。近

年，長距離送電線の導入によって送電線の送電電力が安定度により制限

-２９－

されているが，式(2-4)に示されるように分母の送電線リアクタンスをコ

ンデンサにより打ち消すことによって，あたかも送電線の距離が短く

なったと同じ状態となり，送電線の送電電力を大きくすることができる。

またスイッチ付きの直列コンデンサを送電端，受電端や中間地点に設

置し，これを常時は短絡しておき，系統外乱発生時の必要な時のみ挿入

するという，いわゆる直列コンデンサのオン・オフ制御を実施すること

により，過渡安定度の向上が期待できる。ＦＡＣＴＳデバイスである直列コ

ンデンサは，オンオフを機械式スイッチの代わりにサイリスタスイッチ

を使用した小容量のモジュールを複数台設置し，直列コンデンサの補償

度を電力系統の状態に応じて変更することによって，送電電力増加，安

定度改善，ループ潮流制御，電圧安定性向上の目的で使用されることが

考えられている。

本研究で用いる直列コンデンサは，図２．１８に示すモジュール型サイリ

スタ制御直列コンデンサである。

ここで，図２．１８の１機無限大母線系統において直列コンデンサによる電

力系統の安定化制御手法について考えてみる。送電線に流れる有効電力

Ｐは式(2-4)で与えられるが，送電線のリアクタンスＸＬに反比例する。す

なわち，直列コンデンサによって送電線のリアクタンスをｘＺ－ｘｂに減

少することにより有効電力Ｐが大きくすることができ，電力系統の安定

化が図られるぴ

直列コンデンサを設置した場合の発電機のＰ－６曲線を描くと図２.ｌ９の

ようになる。図２．１９は事故発生前・事故継続中・事故回線を開放して事

故を除去・事故除去後直列コンデンサを投入した場合を示している。ａ

点で運転中に事故が発生すれば，動作点はｂ点へ移るが，発電機の機械

的入力が電気的出力を上回るために，発電機の加速エネルギーが大きく

そのエネルギーを吸収するために，事故継続中の曲線に沿って位相差角

は増大する。運転点ｃにおいて事故を除去し直列コンデンサを投入しな

い場合には，まだ発電機の加速エネルギーが大きいために位相差角は面

積abcmと面積mdklが等しくなるまで，すなわち６kまで増加し，いずれ

は発電機の脱調を引き起こすことになる。しかし事故除去と同時に直列

コンデンサを投入すれば位相差角は面積abcmと面積mehjが等しくなる

-３０－

Ｐ

pIv‘催旦ｒ

6８

Jﾉﾝ‘皇０．

鮎ｒｍｉ

一一一一一一 一 一 一 一 一 一 一 一 一 一 ヨ

図２．１８直列コンデンサの基本構成

ｅ

' 。

g／fＫ

Ｃ

ｈ

』

6ｃ６ｈ

三／事故発生前

羅 慰ｋｋ

事故継続

6ｋ ６

中

図２．１９直列コンデンサ設置時の発電機の電力位相差角曲線

-３１－

まで，すなわち6ﾙまでしか増加しないため，電力系統の動揺は小さくな

り，いずれ発電機は安定することになる。つまり，直列コンデンサを設

置することによって，電力系統の安定度は高くなる。位相差角が6Aから

減少し始める時には，直列コンデンサを除去すればさらに面積fjhに対応

する発電機の減速エネルギーを面積gijに対応する減速エネルギーまで減

少することができ，電力系統の相差角動揺を速やかに減衰させることが

できる。

2.4.5制動抵抗

発電所から需要地まで大電力を輸送している電源送電線において短絡

などの事故が発生すると，発電機には大きな加速エネルギーが加わるが，

この加速エネルギーによる発電機の脱調を防止し，過渡安定度を向上さ

せる有力な手段の一つとして，発電機端子に並列に抵抗負荷を挿入して

発電機の電気的出力を強制的に増加させ，加速エネルギーを減少させる

方法がある。この抵抗は制動抵抗と呼ばれ，わが国においても適用例が

ある。

本研究に用いる制動抵抗はオン・オフに従来の機械式しや断器の代わ

りにサイリスタスイッチを用いたもので，過渡安定度向上・発電機負荷

脱落時の脱調防止の目的で使用することが考えられている。

本研究で用いる制動抵抗を図2.20に示す。発電機有効出力尾は式(2-4）

とＢＲのコンダクタンスgBRを用いて次式で与えられる。

尾一等伽帯卿辱 (2-6）

式(2-6)に示されるように，短絡などの事故が発生して送電電力が急減し

ても，制動抵抗により電気的出力を吸収することによって電気的出力を

一定に保つことができ発電機の脱調を防止することができる。

制動抵抗を設置した場合の発電機のＰ－６曲線を描くと図２.２1のように

なる。図２２１は事故発生前・事故継続中・事故回線を開放して事故を除

去・事故除去後制動抵抗を投入した場合を示している。ａ点で運転中に

-３２－

１

,｡

図２．２０制動抵抗の基本構成

Ｐ

事故発生前

一事故除去後（制動抵抗投入）

事故除去、／（１回線開放）

竺〆ｈ

ｅ

（

Ｃ

１

ｋ、１

ｋ、１字‘/： 』

6ａ

ａ

事故継続中

6ｋ

ｂｂ

6ｃ

図２２１制動抵抗設置時の発電機の電力位相差角曲線

6ｈ６

-３３－

事故が発生すれば，動作点はb点へ移るが，発電機の機械的入力が電気

的出力を上回るために，発電機の加速エネルギーが大きくそのエネル

ギーを吸収するために，事故継続中の曲線に沿って位相差角は増大する。

運転点ｃにおいて事故を除去し制動抵抗を投入しない場合には，まだ発

電機の加速エネルギーが大きいために位相差角は面積abcmと面積ｍｄｋｌ

が等しくなるまで，すなわち6kまで増加し，いずれは発電機の脱調を引

き起こすことになる。しかし事故除去と同時に制動抵抗を投入すれば位

相差角は面積abcmと面積mehjが等しくなるまで，すなわち6ﾙまでしか増

加しないため，系統の動揺は小さくなり，いずれ発電機は安定すること

になる。つまり，制動抵抗を設置することによって，電力系統の安定度

は高くなる。位相差角が6ﾙから減少し始める時には，制動抵抗を除去す

れば，さらに面積fjhに対応する発電機の減速エネルギーを面積gijに対応

する減速エネルギーまで減少することができ，電力系統の相差角動揺を

速やかに減衰させることができる。

-３４－

第 ３章制御方式

3.1ＦＡＣＴＳデバイスの制御方式

ＦＡＣＴＳデバイスの制御に適用したファジィ論理型スイッチング制御装

置の基本構成を図3.1に示す。ＦＡＣＴＳデバイスのうち高速移相器と直列

コンデンサは線路に直列に設置され，制動抵抗およびＳＶＣは並列に設置

される。ＦＡＣＴＳデバイスの制御部はマイクロコンピュータ，Ａ/Ｄ，Ｄ/Ａ

変換部で構成されていて，この制御部は過渡時に，ＦＡＣＴＳデバイスを連

続的に調整するための制御信号をサイリスタスイッチへ与え，この制御

信号はサンプリング毎に更新される離散信号である。また，制御部への

入力信号としてはＦＡＣＴＳデバイス設置点の電力潮流を用いている。

3.1.1ディジタルフィルタの設計(13)'(14）

[l］ディジタルリセットフィルタ

ＦＡＣＴＳデバイスの制御信号を決定するために，マイクロコンピュータ

内にＡ/Ｄ変換された電力潮流信号一Ｐが取り込まれ，フィルタリングが行

われる。フィルタリングにはディジタルフィルタを使用し，このディジ

タルフィルタは連続時間系で設計されたアナログフィルタを離散時間系

に変換することにより設計される。つまり，ラプラス演算子ｓを離散時

間演算子ｚに等価的に変換すればよい。この連続時間系から離散時間系

への変換には次式で示す双一次変換式を用いた。

２１－ｚ－１Ｓ＝－．－

△Ｔｌ＋ｚ－ｌ(3-1）

ただし，△rはサンプリング時間を表す。したがって，連続時間伝達関数

Ｈ(s)を与えたときの離散時間伝達関数Ｈ(z-l)は次のようになる。

Ｈ(z-l)＝〃(s） (3-2）

-３５－

(a)直列装置 (b)並列装置

－Ｐ

図３．１制御装置の基本構成

図３．２リセットフィルタ

図３．３ディジタルリセットフィルタ

図３．４積分器

図３．５ディジタル積分器

-３６－

連続時間系においてリセットフィルタは図３．２で表され，その伝達関数

は式(3-3)で与えられる。リセットフィルタは入力信号の定常分をカット

する働きをする。

加-器 (3-3）

これに式(3-1)を代入することによって，離散時間伝達関数ＨＲ(z-l)が得

られる。

等(l-z-l）』邪!)了

(3-4）

'帯糾(１－計！ディジタルリセットフィルタを図３．３に示し，その入出力特性を差分方程

式にて式(3-5)に示す。

ただし，

である。

賂”(ﾙ)＝ＨＲ(z－１)･】f"(ｋ）Ｇ２､伽(ルーl)＋Gb{】f"(ｋ)-】f"(ルー1)｝

｡b･等G1＝Ｇｂ＋１G2＝Ｇｂ－１

Ｇ１

[2］ディジタル積分器

(3-5）

積分器は入力信号の積分量を出力するためのフィルタである。連続時

間系において積分器は図３．４で表され，その伝達関数は式(3-6)で与えら

れる。

HXs)－１s

-３７－

(3-6）

これに式(3-1)を代入することによって，離散時間伝達関数功(z-l)が得

られる。

肺!)-等署 (3-7）

ディジタル積分器を図３．５に示し，その入出力特′性を差分方程式にて式

(3-8)に示す。

易"(ｋ)＝Ｈｊ(z-l)･】f"(A）

。】M川等伽-¥卿川

3.1.2観測信号に対する信号処理

(3-8）

図３．６はマイクロコンピュータ内で行われるフィルタリング処理と制御

信号の決定過程を示している。マイクロコンピュータ内にＡ/Ｄ変換され

た電力潮流信号一Ｐが観測信号として取り込まれ，前述のフィルタリング

が行われるが，このフィルタリングによって，発電機またはあるローカ

ルな点での系統の動作点の角加速度に相当する信号恥(ｋ)，角速度偏差に

相当する信号zs(ｋ)，角速度の積分情報すなわち位相角偏差に相当する信

号〃ﾌ(A)が各サンプリング毎に得られる。観測信号であるＦＡＣＴＳデバイ

ス設置点の電力潮流一Ｐをもちいて恥(ｋ)，ｚｓ(k)，Ｚｐ(ｋ)は次のように求め

られる。

恥(ﾙ)＝-HRlP(ｋ）Zs(ﾉt)－HjHR2Ztr(ｋ）

ゆ(ｋ)＝局HR3Zs(ｋ）

（3-9）

(3-10）

(３－１１）

電力系統における外乱には種々のものがあり，外乱印加前後の系統状

態は必ずしも同一とはいえない。したがって図３．６に示すように，リセッ

トフィルタによる定常分のカットが必要となってくる。最終の定常状態

では速度偏差，および位相角偏差に相当する信号Ｚｓ(ｋ)，Ｚｐ(ｋ)はともに

-３８－

図３．６マイクロコンピュータ内の信号処理

ＡｓＺ汐

助'一。+出HHh21-?-|〃-P〃Real

Power

Siglal

９】ⅡＩ

､一‘．－．､一..－．.－.一一．‘一・．ー…一・.－．.－．.－..－．．－.．－。.－。．－‘.－．､-00一・・一．｡－｡｡‘一・・J

HRﾉ,恥2,Ｈ)?３：デイジタルリセツトフイルタディジタル積分器H】

『..－.'一・一..ー.．一､一・一一・.ー.､－．－．．－.一‘,一・,一・・一‘.ー'－，‘－，，－．.ー..ー'､弓

r"”ﾉ”α〃「

図３．７位相平面

〃ｐａ

発電機または系統の動作点

領域Ａと領域Ｂが重なる位相角

動作点ｐ〃の横軸に対する位相角

動作点ｐ〃と座標原点の距離

〃〃

６，

-３９－

零となる。

3.1.3ファジィ制御規則('0)､(１２)~('4）

フィルタリングによって得られた信号Zs(ｋ)，Ｚ１ｐ(ﾉI『)により各サンプリン

グ時刻における発電機またはあるローカルな点での系統の動作点は図３．７

に示すように位相平面上でｐ㈹として与えられる。

p(A)＝[Zp(AMS･Z，(ｋ)］ (３－１２）

ここで，

Ｚｓ(k）：角速度偏差に相当する情報

〃(ｋ）：角速度偏差の積分情報（位相差角情報）

４ｓ：Ｚｓ(A)に対するスケーリングファクタ（位相平面を縦軸方向に変化させることが可能）

である。また，マイクロコンピュータ内では動作点は原点から動作点ま

での距離Ｄ(ｋ)，位相角８(ｋ)を用いて極座標表示で表されている。

Ｄ(ｋ)＝ Zﾘ！ﾌ(A)2＋{兆・ZS(ｋ)}２

e(ﾙ)＝tan-l他･Zs(ｋ)/ゆ(A)｝

(3-13）

(3-14）

発電機または系統の動作点を表現している位相平面において，座標原

点は系統の定常状態を表している。したがって，安定化制御は外乱に

よって動作点ｐ(た)が原点から外れた場合にできるだけ速やかに座標原点

へ移すことを目的としている。位相平面はＡ，Ｂの２つの領域に分けて考

えられる。領域Ａ，特に第１象限は〃(ｋ)とＺｓ(ｋ)が正のため，電源側の減

速制御が要求される領域である。この場合にはＦＡＣＴＳデバイスはその設

置点の電力潮流を増加させるような動作を行う。逆に，領域Ｂ，特に第３

象限はＺｐ(ｋ)とｚ，(A)が負のため，電源側の加速制御が要求される領域で

ある。この場合は，ＦＡＣＴＳデバイスによってその設置点の電力潮流を減

少させるような動作を行う。電源側の減速制御および加速制御の切換え

は第２・第４象限において徐々に行われ，この２領域の重なり角はパラ

メータαを用いて容易に変更できる。この位相平面の特性を利用して

-４０－

ファジィ論理的にサイリスタに与える制御信号を決定する。図３．７におい

て，発電機または系統の動作点がＡｌ，Ａ２，Ａ３，Ｂｌ，Ｂ２，Ｂ３の点にあった

場合の制御は次のように考えることができる。

(1)動作点ｐ(ｋ)がＡｌにある場合，位相角偏差はほぼ定常状態に近いが，

角速度偏差が正でかつ非常に大きいため加速状態にある。したがって，

比較的小さな減速制御が要求される。

(2)動作点ｐ(A)がＡ２にある場合，位相角偏差,角速度偏差がともに正で

かつ大きいため加速状態にある。したがって，大きな減速制御が要求

される。

(3)動作点p(A)がＡ３にある場合，角速度偏差が負で減速状態にあるが位

相角偏差が正でかつ大きいため，小さな減速制御が要求される。

(4)動作点ｐ(ｋ)がＢｌ，Ｂ２，Ｂ３にある場合はそれぞれ(1)(2)(3)と全く反

対の事象であり，加速制御が要求される。

このＡとＢの２つの領域は単調な台形型メンバシツプ関数を用いて図３.８

のように表現できる。ここで，ｊＶ{e(k)}が減速制御領域Ａの，またＰ{8(ｋ)｝

は加速制御領域Ｂのメンバシップ関数を表している。ただし，αは制御パ

ラメータで可変であり，図ではα＝90｡の場合を示している。このとき，

位相角ｅについての加減速メンバシップ関数のグレードの和は1である。

これまで述べたように，動作点ｐ(ｋ)の位相角ｅ(ｋ)によりメンバシップ関

数jv{e(ｋ)}およびｐ{e(A)}のグレードが決定される。この２つのメンバシッ

プ関数を用いて，制御信号Ｕ(ｋ)は重み付き平均により次式で決定される。

U(卜[淵幸二鰐州＝[1-2P{e(ｋ)}]．Ｇ(ｋ）

|U(ｋ)|≦'.０

(3-15）

(3-16）

(3-17）

ここで，制御信号Ｕ(ｋ)はサンプリング時間ごとに算出，更新される離散

信号である。また，式(3-15)，（3-16)中のＧｲﾙﾉは位相平面における原点

ｏと動作点ｐ(ｋ)との距離に関するメンバシップ関数であり，図３．９のよう

な非線形関数を定めている。図３．９を式を用いて表すと次のようになる。

-４１－

図３．８

Ｇｒ

０９０

リイ６

１８０２７０３６０

８(I迄gアゼasﾘノ

位相角８に関する加速及び減速のメンバシップ関数

伽加Ｇ〃

Ｉ

０

Ｄ『 Ｒ"伽３Ｄ〃

図３．９ケインに関するメンバシップＧｲﾙﾉ

-４２－

Ｄ(A)≦ＤｒのときＧ(ﾉt)＝Ｄ(ｋ)/Ｄｒ

Ｄ(A)〉ＤｒのときＧ(A)＝１０

(3-18）

(3-19）

ただし，Ｄ(ｋ)は式(3-13)のように原点ｏと動作点ｐ㈹との距離で，Ｄｒは

Ｄ(A)に関する制御パラメータである。Ｇｲﾙﾉを用いることで，動作点距離

に応じて制御信号の大きさを調整することができ，距離Ｄ(ﾉﾋ)が遠くなれ

ば遠いほど大きな制御ができる。

3.1.4ＦＡＣＴＳデバイスの投入量

マイクロコンピュータ内で算出される制御信号Ｕ(A)は，式(３－１７)に示

すように－１．０から１．０の範囲で与えられる。この制御信号の大きさによっ

てＳＶＣ，高速移相器および制動抵抗のサイリスタスイッチの点弧角と直

列コンデンサの投入台数が決定される。

[1］ＳＶＣ

ｓｖｃのサセプタンスｈｓｉ,℃(A)は制御信号Ｕ(ｋ)を用いてサイリスタの点弧

角を変えることによって調整される。

6s脚g(ｋ)＝6hna,く．Ｕ(ｋ） (3-20）

ここで，bmaxはＳＶＣの容量を示し，ＳＶＣのサセプタンス6s死(k)は-6maxか

ら6maXの範囲で調整が可能である。本研究では定常時のＳＶＣのサセプタ

ンスは零と仮定している。

サイリスタの全導通時におけるリアクトルのサセプタンス6Lmaxがコン

デンサのサセプタンス比の2倍であるように設定すれば，ＳＶＣのサセプ

タンスをサイリスタに与える制御信号Ｕ(ｋ)と点弧角の関係は次式で与え

られる。

Ｕ(ん)＝Umax･{1-2.0./(A)｝

/(ｋ)＝{αr(ｋ)一冗}･{一ＣＯＳα‘(ｋ)}＋sinα'(A）

-４３－

(3-21）

(3-22）

ただし，

U(A)＝6L－６℃-Umax室Ｕ(A)≦Uinax

Umax＝1.0

である。これを図３．１０に示す。

計算機によるディジタルシミュレーションで点弧角を求める場合には，

図３．１０を直線近似した図３．１１により制御信号Ｕ(ﾙ)を決定する。

ディジタルシミュレーションにおけるＳＶＣの数式モデルは，ＳＶＣ設置

母線のアドミタンス行列にＳＶＣのサセプタンスを加えることにより表現

している。このため，サンプリング時間ごとに制御信号Ｕ(ｋ)を算出し更

新されれば，その都度ＳＶＣのサセプタンスも更新しなければならない。

つまり，ＳＶＣ設置母線のアドミタンス行列の要素が変化すれば，そのア

ドミタンス行列の修正が必要となる。母線jにＳＶＣを設置した場合には以

下のような修正を行っている。

恥[測側 ･恥叱(ｋ） (3-23）

[2］高速移相器

電圧移相量６HERs(A)は制御信号Ｕ(k)を用いて次式で与えられる。

６砥PS(k)＝6mAx･Ｕ(ﾙ） （3-24）

ここで，６maxは高速移相器の最大移相量を示す。本研究では定常時の制

御信号，すなわち高速移相器の移相量は零と仮定している。

ディジタルシミュレーションにおける高速移相器の数式モデルは，通常

の変圧器の巻数比が1:"で表されるのに対し，高速移相器の場合は実数と

ならず移相量6躯Rsを用いてl:Eﾉ6ﾉｦ3Rsで表されるため，このモデルを用い

て表現している。すなわち，母線j，ノ間に高速移相器を設置した場合の

アドミタンス行列は，以下のような修正を行っている。

-４４－

１

１

Ｏ

一コ昌一｛勇団あ一自首ｃＵ

-１

9０１００１１０１２０１３０１４０１５０１６０１７０１８０

ThyristorFiRingAngleIdeg歴es］

図３.ｌＯＳＶＣの制御信号と点弧角の関係

-４５－

Ｏ

［宮二一｛面目麺湧一○』一屋①。

-１

9 ０１００１１０１２０１３ ０ １ ４ ０ １ ５ ０ １ ６ ０ １ ７ ０ １ ８ ０

ThyristormIingAn9eI曲浮Ees］

図３．１１直線近似によるＳＶＣの制御信号と点弧角の関係

ＤＱロ０ｎｏ

COS{応/180.αr(ｋ)}＋1.0

Yi,-'零Y,,-豚

.Ｅ－/6…(ｋ） (3-25）

Ｉ｡'恥㈹ (3-26）

[3］制動抵抗

制動抵抗のコンダクタンスｇＢＲ(ﾉﾋ)は制御信号Ｕ(A)を用いてサイリスタ

の点弧角を変えることによって調整される。

U(ｋ)≧0.0のとき

U(ｋ)〈0.0のとき

gBR(ｋ)＝gmax･〃(ｋ）

g8R(A)＝0.0

(3-27）

(3-28）

ここで，ginaxは制動抵抗の容量を示す。制動抵抗の場合には加速エネル

ギーを吸収することしかできないため，制動抵抗では電源側の減速制御

しかできない。本研究では定常時の制動抵抗のコンダクタンスは零と仮

定している。

制動抵抗のコンダクタンスの調整はサイリスタの点弧角を制御するこ

とにより連続的に行われる。制動抵抗のコンダクタンスをサイリスタに

与える制御信号Ｕ(ｋ)と点弧角の関係は次式で与えられる。

訓‐剛も師

U(ﾙ)＝ (3-29）

である。サイリスタの点弧角と制御信号Ｕ(ｋ)の関係を図3.12に示す。

ディジタルシミュレーションにおける制動抵抗の数式モデルは，制動抵

抗を設置している母線のコンダクタンスを変更することによって表現し

ている。すなわち，制動抵抗設置母線のアドミタンス行列は，母線jに制

動抵抗を設置しているとすると以下のような修正を行っている。

２

ただし，

0.0≦Ｕ(ｋ)≦1.0

Y1,-臓童}{;１ ･gBR(A） (3-30）

-４６－

１

-４７－

一．星一再屋麺湧一Ｃ皇屋ｅＵ

０

150６ ０ ９０１２０

ThyIi5tormIiI唱Ange[degEes］

180０ 3０

図３．１２制動抵抗の制御信号と点弧角の関係

表3.1直列コンデンサの投入台数

2Ｍ－２

制御信号Ｕ(ｋ)の大きさ投入台数

１

１

冊ＭⅢ

２Ｍ

2Ｍ－１

１＝Ｕ(ｋ）

1-1/Ｍ≦Ｕ(ｋ)〈１

１－２/Ｍ雪Ｕ(ﾙ)〈1-1/〃

２１０

１/Ｍ≦Ｕ(ｋ)〈２/Ｍ

-1/Ｍ〈Ｕ(ｋ)〈1/Ｍ

－２/Ｍ〈Ｕ(ｋ)≦－１/Ｍ

－１十1/Ｍ〈Ｕ(ｋ)三－'十2/Ｍ

－１〈Ｕ(ﾙ)≦－１＋1/Ｍ

－ｌ＝Ｕ(ｋ）

[4］直列コンデンサ

直列コンデンサの場合には制御信号Ｕ(A)の値を用いて，直列コンデン

サの投入台数を表３．１に示すように決定する。直列コンデンサは定常時に

はＭ台が既に投入されており，過渡時に全台数である２Ｍ台から０台の範

囲で調整される。ただし，本研究では２Ｍ=１２台と設定している。

ディジタルシミュレーションにおける直列コンデンサの数式モデルは，

直列コンデンサを設置している送電線のリアクタンスを変更することに

よって表現している。すなわち，アドミタンス行列内のサセプタンスは，

母線i，ｊ間に直列コンデンサを設置した場合には以下のような修正を

行っている。

ここで，

ＸＺ

Ｘｂ(ｋ）

である。

"＝身i－１

ＸＬ－Ｘｂ(ｋ）

母線j，ノ間の送電線リアクタンス直列コンデンサのリアクタンス

-４８－

(３－３１）

3 . 2電力系統安定化装置による発電機励磁系の制御方式

多数の発電機が送電線を介して同期運転している大規模電力系統では，

負荷変動や事故が起きた場合に，電力系統の電圧や周波数の変動を抑制

することができれば定態安定度および過渡安定度の向上が期待できる。

そのひとつの方法として電力系統安定化装置(ＰＳＳ)による励磁制御が挙

げられる。励磁制御は発電機の端子電圧偏差信号を自動電圧調整器

(ＡＶＲ)へ入力し，常に発電機の動作状態が定常状態にあるように制御す

るものである。ＰＳＳによる励磁制御では，ＰＳＳで算出された補助安定化

信号と呼ばれる適切な信号を端子電圧偏差信号に付加し，ＡＶＲへ入力す

ることでより速やかで優れた安定化効果が期待できる。図３．１３にＰＳＳに

よる励磁制御の概略図を示す。各信号はサンプリング時間Ｍ毎に測定ま

たは算出されるサンプル値データである。補助安定化信号〃は離散信号

で次式のように表される。

"(r)＝Ｕ(ﾙ）ｋ･△Ｔ≦r≦(A＋l)･ＡＴ (3-32）

補助安定化信号が正であれば発電機の減速制御を行い，負であれば加速

制御を行う。

3.2.1通常型電力系統安定化装置

通常型ＰＳＳ(ＣＰＳＳ)は，実系統で使用されているアナログ型安定化装置

で，その働きは主に位相補償である。通常型ＰＳＳとして，現在使用され

ている次のモデルを用いた。

図３．１４にブロック図を，以下に動作を表す微分方程式を示す。図３．１４

より通常型ＰＳＳの動作は3次の微分方程式で表現できる。制御入力は設置

発電機の電気的出力信号を用いている。

必一三(x'+岨）伽 ｚｉ

２些旦＝(l-zi/電)･ｘｌ+岨･(l-zi/Zi)-ｘ２ｄｒ 電

-４９－

(3-33）

(3-34）

〃伽睡Ｅ】“”αノ

ー‘SIys蛇〃E/ⅦＧ

｣E/i加加

伽…'､仏却恥 ↑＋

皿のPISMy

伽6肋加gSig“ノ

図３．１３発電機励磁系の制御方式

〃胴ａｘ

「.､-..-..一・.一･･一･･一.､一・一・・一.－．．一･･一･･一･･一･･一･･一‘･-..….｡･･･一･･一･･･一･'１

IZy(ﾙノ

-５０－

△凡"の

〃加加

図３．１４通常型電力系統安定化装置のブロック図

図３．１５ファジィ論理型電力系統安定化装置のブロック図

-凡のReal

Power

Signal

〃のPSS

Control

Signal

鰯ﾉ,Hh2：ディジタルリセットフィルタ局：デ ィ ジ タ ル 積 分 器

(3-36）

鞄｝》鳴料

剛咋

必一成》

(３－３５）

ただし，〃≧"maxのとき〃＝"max

〃≦"mｉｎのとき〃＝"miｎ

実系統で広く使われている通常型ＰＳＳはアナログ回路で構成されてい

て，パラメータが固定され，その変更が困難で系統状態の変化に速やか

に対応できない。また，通常型ＰＳＳは線形制御であり，非線形要素を有

する電力系統においては最適な制御を行うのが困難であった。これらの

欠点を改善するために，発電機の加速度・速度偏差情報を用いたディジ

タル型ファジィ論理型ＰＳＳ(FLPSS)が提案されている。その特徴として，

パラメータの変更が容易で，コンピュータソフトウェアの変更により新

たな制御規則を活用できること，およびファジィ論理則を用いた非線形

制御により，優れた制御効果が得られることなどが挙げられる。

図３．１５にファジィ論理型ＰＳＳの構成図を示す。詳細については参考文

献に示すが，ＰＳＳを設置した発電機の加速度情報功と速度偏差情報Zsを

使用してＦＡＣＴＳデバイスの制御信号とほぼ同様の手法でＰＳＳの補助安定

化信号"(ｋ)が導出される。

ファジィ論理型ＰＳＳの補助安定化信号は，設置発電機の電気的出力信

号に対して図３．１５に示す信号処理によって求まる発電機角加速度に相当

する信号恥(ﾉﾋ)，角速度偏差に相当する信号ｚ，(ｋ)を使って得られる。発

電機の動作状態を表す位相平面は図３．７によってＦＡＣＴＳデバイスの場合

と同様に表現される。ただし，縦軸は角加速度情報“･恥(ﾉt)に，横軸は

角速度偏差情報ｚｓ(ｋ)にそれぞれ置き換えられる。すなわち，発電機の動

作状態は式(3-12)と同じように，

-５１－

零

3.2.2ファジィ論理型電力系統安定化装置('１)~(14）

灘(胸)-淵手淵α伽伽＝[1-2P{0(ｋ)}]．Ｇ(ｋ)．"max

l"(ﾙ)|≦"max

(3-37）

ここで，

恥(片)：角加速度に相当する情報

ZXA）：角速度偏差に相当する情報

血：恥(ｋ)に対するスケーリングファクタ（位相平面を縦軸方向に変化させることが可能）

で与えられる。また，マイクロコンピュータ内では動作点は原点から動

作点までの距離Ｄ(北)，位相角ｅ(A)を用いて極座標表示で表されている。

１１１

０１２

４４４

』『一

３３３

くくく

Zs(ｋ)2＋他.肋(A)}２D(ｋ)＝ (3-38）

(3-39）6(ｋ)＝tan-l他.〃(ｋ)/Zs(A)｝

また，領域Ａ，領域Ｂは同様に図３．８に示すように単調な台形型メンバ

シップ関数jV{6(ｋ)}，Ｐ{8(た)}で表現でき，補助安定化信号"(ﾉﾋ)は重み付き

平均により次式で決定される。

p(ｋ)＝[Z，(ﾙＭｓ･助(ｋ)］

-５２－

ただし，〃maxは制御信号"(ｋ)の最大値で，0.1ｐｕに設定している。また，

距離に関するゲインＧ(ｋ)も同様に次式で与えられる。

Ｄ(A)≦Ｄｒのとき

Ｄ(片)〉Ｄｒのとき

(3-43）

(3-44）

G(ｋ)＝Ｄ(ｋ)/Ｄγ

G(ｋ)＝1.0

ファジィ論理型ＰＳＳの制御入力は設置発電機の電気的出力信号である。

3.3結論

この章では，ＦＡＣＴＳデバイスの制御にファジィ論理型スイッチング制

御方式を適用した新しい電力系統安定化制御方式を提案した。提案する

制御方式は，制御規則及び制御に必要な入力信号が少なく演算時間も短

くて済むため，オンライン計算機に対する負担が軽く実時間制御に適し

たものである。また，従来のアナログ制御に比べ，電力系統の非線形性

をそのまま反映でき，ソフトウェアを介して容易にパラメータを変更す

ることができる。さらに，提案する制御方式は適用するＦＡＣＴＳデバイス

が変わっても，制御規則を変更する必要がなく，そのＦＡＣＴＳデバイス設

置点の潮流を制御入力として取り込み，制御パラメータの変更を行えば，

そのままこの制御方式が使えるという汎用性に優れた制御方式である。

以下の章では，ここで提案した制御方式を各ＦＡＣＴＳデバイスに適用し，

その有効性について，ディジタルシミュレーションとアナログシミュ

レーションにより検討を行っていく。

-５３－

第４章ＳＶＣによる電力系統安定化制御(１s)~(２‘)“(4s）

4. 1例題系統

ＳＶＣの制御性能について検討するために，図４．１に示す5機無限大母線

系統を例題系統として，計算機によるディジタルシミュレーションを

行った。この系統は九州電力㈱の東九州系統で発電機はすべて火力機で

ある。ＡＶＲは１号発電機にモデルA-1が，２号，３号発電機にモデルA-2が，

4号，５号発電機にモデルＡ－３が，調速機は1号，２号，３号発電機にモデル

Ｇ－ｌが，４号，５号発電機にモデルG-2が，また４号，５号発電機には通常

型ＰＳＳが設置されている。ＡＶＲ，調速機及び系統定数などは付録に示す。

表４．１にシミュレーションの基本となる系統の動作状態を示す。負荷に

ついては夏季最大負荷時の状態を示しており，本研究ではこの状態を

100％負荷状態とする。シミュレーションを行う際には例題系統内の各

発電機の出力は変えずに，負荷の大きさを変更して無限大母線へ流入す

る電力潮流を変えることで，いろいろな系統状態を模擬している。表４．２

に負荷の大きさと無限大母線へ流入する電力潮流との関係を示す。

外乱としては，シミュレーション開始後0.3秒後に母線１２，１３間の平

衡2回線のＦ地点で三相地絡事故，４サイクル事故継続後当該事故回線遮

断を想定しており，シミュレーション時間は１６秒に設定している。また，

ディジタルシミュレーションに際しては，以下の仮定を設けた。

（１）サイリスタによるスイッチングは半サイクルごとに行う。

（２）スイッチングによる過渡現象は省略する。

（３）スイッチングの動作時間遅れは無視する。

4.2評価関数

ＦＡＣＴＳデバイスやＰＳＳの制御性能を比較検討するために，離散型二次

評価関数を定義する。この評価関数は，発電機の角速度偏差△のに時間重

みをつけたもので，△(､を速やかに定常状態（△の＝0）に戻す制御ほどこ

の評価関数は小さくなる。つまり，評価関数が小さいほど良好な制御を

-５４－

.Ｇ“gｍＺＷ・wjZﾉﾚＥＳ画 #４

#５

１1１

①①①

６１３１２ １

竺慌 ＃＃ｚＳ

９

○○ ４

○

喝

ＵｎｉｔＮｏ． １ ２３４５

RealＰｏｗｅｒ［pu］２．５０１．６８１．６８６．９０６．９０

ReactivePower［pu］０．４７０．２３０．１１１．６７１．６７

５

○可/:L･”

図４．１５機無限大母線系統

表４．１１００％負荷の場合の系統状態（ｌＯＯＭＶＡベース）

(a）発電機

(b）負荷

ＢｕｓＮｏ． １２３７８１１１２●●●｡●■●■－－●●ｏ●ｏ●●◆･●●◆｡●●●ｃ●●●●■ご●■ロ・・・●●●●●●●●●●●●●●●●●●●－●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●■●●■｡●●｡●●岳巳■●■巴●●●●●●■ﾛ●●●Ｕ●●●●●●｡●●●●●●●●●の●■●●◆●●■｡●ｂ●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●｡●●●●●■●●｡●●｡●●ゆ●●●●G●●｡●●●●●●●●●●●●●■●●＆●●■●●■●●母ら●缶●●●●●cB

RealPower［pu］０．１００．０８０．０８２．８５１．４７３．４６３．７０

ReactivePower［pu］０．０６０．０００．００１．０００．２１‐0．１００．４５

-５５－

設置母線Ａｓ Ｄｒα(｡） Ｊｉ， ふた

表４．２負荷状態と無限大母線への電力潮流との関係

ＥａｓｔＫｙｕｓｙｕＬｏａｄＳｉｚｅＩＰｏｗｅｒＦｌｏｗＰＩ［ＭＷ］

１００％７４３

８４８

９００

９５３

１００３

１０５５

１１０５

１１５５

％％％％％％％

０５０５０５０

９８８７７６６

ＳＶＣの最適パラメータ（制御入力はＳＶＣ設置母線の受電電力）表４．３

ＳＶＣ容量200ＭＶａｒ

-５６－

リセットフィルタの時定数

Zhl-3.5s,Zh2-0.6s,Zh3＝0.45ｓ

Ｂｕｓ９０．０１０．０４１０．０２１０．３６１８．０

Ｂｕｓ１００．０１０．０４１０．０６２．９２０７．５

Ｂ ｕｓ１１０．０１０．０５１０．０２３．８６８．０

Ｂ ｕｓｌ２０．０１０．０７１０．０２０．６６０．７

行っているといえる。この評価関数は次式で与えられる。

〃

･ﾉｧー豆Ｊｉｊ画ｌ

･ﾉ>＝Ｅ△の,(ｋ)２．２N？Ａ＝０

zルーノヒ･△Ｔ

(4-1）

(4-2）

ここで，時間?Xの原点は系統に外乱を印加した直後とし，〃は系統内の

発電機の総数である。

4.3ＳＶＣの単独制御

4.3.1制御パラメータの最適化

ＳＶＣの制御パラメータ血，Ｄｒ，αは，順序付最適化手法により，個々

のパラメータを順番に最適化することで，次の評価関数JSJﾉ,ｏを最小にす

るものを選んでいる。

枕=ＪＴルョU(ﾙ)2．零ｋ＝０

(4-3）

ここで，恥はＳＶＣの制御信号に対する重みであり，系統動揺抑制後速や

かにＳＶＣのスイッチング制御を終了させるために付加したもので，Ｚﾙは

先に述べたようにzルール･ＡＴにて定義される。

ＳＶＣの設置母線として母線９，１０，１１，１２からひとつを選択し，制御

パラメータのチューニングを行った。重みは恥＝2.0としている。外乱と

しては，4.1節で述べた三相地絡事故を想定し，ＳＶＣ容量は200ＭＶａｒ（

6max＝2.0脚）に設定し，ＳＶＣの制御入力はＳＶＣ設置母線の受電電力とす

る。また，パラメータの最適化はＳＶＣを設置する各母線についてそれぞ

れ行い，この時の負荷状態は100％とし，したがって無限大母線へ流入

する電力潮流は743ＭＷである。また，４，５号発電機に設置されている

通常型ＰＳＳは外した状態でチューニングを行った。また，サンプリング

－５７‐

時間は△ｒ＝l/120秒とし，半サイクル毎にＳＶＣの点弧角を変更するものと

した。ＳＶＣの制御パラメータの最適値を表4.3に示す。

実際の制御パラメータの最適手順は次のようになる。

(1)出，Ｄハαに初期設定としてある値を与える。（たとえば，小＝0.1,

Ｄｒ＝0.1,α＝90｡）

(2)Ｄｒとαは固定し，Ａｓを変化させる。離散型２次評価関数.ﾉ31,℃が最小と

なる小を探し，伽をこの値に更新する。

(3)次にＡｓとαを固定し，Ｄｒを変化させる。離散型２次評価関数J31,℃が最

小となる〃を探し，Ｄｒをこの値に更新する。

(4)最後に伽とＤｒを固定し，αを変化させる。離散型２次評価関数､ﾉS1,℃が

最小となるαを探し，αをこの値に更新する。

(5)以上(2)～(4)の手順を繰り返し，パラメータの更新がなくなるまで行

い，更新がなくなった時の各パラメータの値を最適パラメータとする。

表４４にはＳＶＣを母線１２に設置し，その容量が200ＭＶａｒの場合におけ

る，上の手順によるチューニング過程を示す。この表に示されるように，

小，Ｄ７，αの制御パラメータは順次最適化されていることがわかる。

4.3.2ＳＶＣの制御効果(お）

表４３の､ﾉｳ.に示されるように，１００％負荷状態ではＳＶＣの設置母線とし

て母線１１あるいは１２を選択した場合に系統の安定性が最も改善されてい

るといえる。また，母線７，８に設置した場合には安定化ができなかった。

図４．２に各母線にＳＶＣを設置した場合の時間応答波形を示す。図(a)は実

線が母線１０，点線が母線９，図(b)は実線が母線１２，点線が母線１１にＳＶＣ

を設置した場合の，図(c)の実線はＳＶＣを設置しない場合の応答波形を示

す。この場合のＳＶＣの容量は200ＭＶａｒで，負荷状態は１００％である。本

図においても，設置母線として母線１１あるいは'２を選択した場合に良好

な動揺減衰特性が示されていることがわかる。また，図に示されるよう

にＳＶＣを設置しない場合には，電力系統は不安定となっている。この場

合，発電機制御系としてはＡＶＲ，調速機のみを考慮しているが，この状

態での無限大母線へ流入する安定運転極限電力は300ＭＷであった。

-５８－

表４．５

表４．４パラメータの最適化手順

Ｓｔｅｐ Ａｓ Ｄｒα(｡）Ｊ31,℃●●－●●●●ｏ－ｃ■●ｃＣ－●●●●■Ｃａ●●●●●●●●●●○●●｡●●●●ＧＣｃ●口屯口｡●◆●●◆●●ー■●●●●－－面句一｡●~旬ゆ◇申いいひ●ＣＧ●●●●ーＣＣＧ一合●●●①●●●◆申｡ー●…●●●凸●ロロ｡■●●

００．１００．１０９０．０１３０．７

１０．０１ ＊＊ 112.4

２ ＊ ０．０７＊ ６１．２

３ ＊＊ １０．０６０．７

４０．０１ ＊＊ ６０．７

５ ＊ ０．０７＊ ６０．７●●ー●●●◆●◆●●◆●●●●●●●●●■●●凸●●●●●●●●●●●●①●●毎●●缶｡●Ｃ■●●●●ｐ●●●●●●●●●●●●●●●●●●①●●｡●●●●｡●●岳■●●●●●●●●■●●●●の■●●●●●●●●■●●●●●｡●●●●●■●●砂●●守ら●Ｕ■

０．０１０．０７１０．０

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

ＳＶＣの最適パラメータ（制御入力はＳＶＣ設置母線の送電電力）

Ｄｒ設置母線Ａｓα(｡）､ﾉｸ，、ﾉS1,℃●◆●－一一◇…●－－－－－－｡－つ一画旬一●●●●◇●●◆●･●●●－－｡●●●●｡●●ｅ●●ｅ●●●●●－●●●●●●●一●●●●○Ｇ●●･●●●●●の●●●◆●●■や■●申●●●●●●◆●●●ｃ●■ら｡●岳ｅ●缶●●●●●●●●ｅ●●●●●●●●●●●●●●●ｃ凸Ｇ

Ｂｕｓ９０．０１０．０４１０．０２１０．３６１８．０

Ｂｕｓ１００．０１０．０４１０．０６２．９２０７．５

Ｂｕｓ１１０．０１０．０７１０．０４９．３１１９．６

Ｂｕｓｌ２０．２１０．１１９０．０１６４．０４０６．６

リセットフィルタの時定数

恥1＝3.5s,象2-0.6s,Zh3＝0.45s

ＳＶＣ容量200ＭＶａｒ

-５９－

００００

００００

２０

言＆≧

畠１０皇

:；＆

０

２．０

!》ﾉ>ｗ>毒竺

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４

号発電機の速度偏差（身＝743ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu）

図４．２ＳＶＣを設置した場合の系統動揺抑制効果

0 ５１０１５０５１０１５０５１０

同点線-約BUS実線-#７０Bus（bﾉ点線-#７７BUS,実線-#2Bus何実線-MihoufSVC

；>､ｗ>-掌

００

言＆呈出

００００

２岨９０１

’軍堂里冒く。裏逓言＆

-６０－

０００

５０２０２

今連句堂＆お古塁奪菩＄品

０００００

●００００

１１

１１ﾊ恥 p、

０８り、００ "０』ＵＯＯ

－一

ⅡＷｖ１画-〆％？~へ:ノ０．，ソ

Ｉ ＯＤ

１A "､一一

ＶＶ＝二三守

IimelSeCノロ

１１Ａ

ＷＶー１１１

1八八 久 〃、･〃の、全一ロも一＝′旦

ＶＶ Ｖ意、､〆．､今．．~．、つ

IimelSeGノＩ Ｑロ

１'１VＩ lMmelSeq

l

4.3.3制御入力の検討

前節では，ＳＶＣの制御入力はＳＶＣ設置母線の受電電力としていたが，

この節ではＳＶＣの制御入力を変更した場合のＳＶＣの制御性能について検

討を行う。表４．５にＳＶＣ設置母線の送電電力を制御入力とした場合の最

適パラメータを，図４．３に制御入力を受電電力および送電電力にした場合

の時間応答波形の比較を示す。ただし，母線９，１０には負荷がつながっ

てないため，受電電力と送電電力は変わらず，最適パラメータも当然同

じになる。図４．３において，図(a)は母線１１にＳＶＣを設置した場合の実線

が制御入力が受電電力，点線が送電電力，図(b)は母線１２にＳＶＣを設置

した場合の実線が受電電力，点線が送電電力の場合の応答波形を示す。

この場合のＳＶＣの容量は200ＭＶａｒで，負荷状態は１００％である。表４．３，

表４．５および図４．３よりＳＶＣの制御入力としてＳＶＣ設置母線の受電電力を

使用した場合に，系統動揺の減衰特性が優れており，良好な制御を行っ

ている。したがって，以下のシミュレーションにおいてはＳＶＣの制御入

力としてはＳＶＣ設置母線の受電電力を使用している。

4.3.4制御パラメータの最適化の検討

4.3.1節で制御パラメータ血，Ｄｒ，αの最適化手順について述べたが，

制御パラメータの最適化はＳＶＣの制御信号を考慮にいれた評価関数JS死

を用いて行った。ここでは，ＳＶＣの制御信号を考慮にいれていない評価

関数Ji,で最適化した場合のＳＶＣの制御性能についての比較検討を行う。

その結果を表４．６および図４．４に示す。ＳＶＣは母線１２に設置し，その容量

は200ＭＶａｒに，負荷状態は１００％に設定している。図４．４の(a)は評価関

数Jrで最適化した場合の，（b)は評価関数・ﾉS脚gを用いて最適化した場合の

応答波形を示す。表4.6および図4.4より評価関数.ﾉrを用いて最適化した

方が評価関数‘ﾉｸ,の値は小さくなり系統動揺の減衰特性は若干優れている。

しかし，ＳＶＣの制御信号は最終的には０に戻るが，外乱印加後ほぼ定常

状態に近くなっても速やかに０に戻らず，継続的なスイッチング制御が

必要となっているため，評価関数Ｊｉ･を用いて最適化した場合には系統運

-６１－

△=二二

Bus＃２

Ｏ

Ｏ０２１０２

言＆宝（置酋童ＣＱ

■‐＝＝一勺一宇凸

Ｃ■夕

上から設置母線の受電または送電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の

有効出力,4号発電機の速度偏差（fIr■743ＭＷ,ＳＶＣ２．０pu）

図４．３制御入力を変更した場合の時間応答波形

０５１０１５

同点線-送電電力,実線-受電電力

００

言＆§＆

００２

肥帥０皿５

司豊亙冒迂図震竃奇＆寺連句室＆

－０９－｡

-６２－

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００００００００

６，〃０

Ｂｕｓ＃７

０００

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０２０２

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0 ５１０１５

向点線-送電電力,実線-受電電力

八/恥 、００

夕〃０－ 夕のも一一一

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"melseGノ１ １１

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1imeISeqノＩ

ＭＡ， Ｃ、

８，

０〃４心 グー、ター｡‐－－－－〃

Ⅲ ＶＶ

、、4〆、｡〃

１ １１

表４．６ＳＶＣの最適パラメータ（評価関数を変更）

評価関数Ａｓ Ｄｒ α(｡） ‘ﾉ７， ．ﾉS１，℃

ＪＳﾙ℃ ０．０１ ０．０７１０．０ ２０．６ ６０．７

、ﾉｶ，０．０３ ０．０５１０．０ １４．１４８２．３

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

表４．７ＳＶＣの各容量での最適パラメータ（安定限界付近で再最適化）

ＳＶＣ容量(ＭＶａｒ）ＡｓＤｒα(｡）最適化点

１５００．０１０． ０ ４ ２ ０ ． ０ １ ０ ０ ％

２０００．０２０．０７１０．０７７％

２５００．０１０．０８２０．０７６％

３０００．０１０．０７５０．０７５％

３５００．０１０．１０１０．０７５％

４０００．０１０．１６１０．０７８％

リセットフィルタの時定数

Zhl＝3.5s,Zh2＝0.6s,Zh3＝0.45ｓ

ＳＶＣ設置母線は母線1２

-６３－

０

０

０

２１０２

奇＆堂（正』皇。ｑ

-６４－

:，＆

1５

言＆

ｇ０．０超

００２

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司豊亙冒く。喜遍奇＆

０００

●●●

０２０２

お言旦季逢画の。（鼓

０ ５ １０

（aﾉ評価関数Ji，

０ ５ １０

（bﾉ評価関数JSI,,｡

１５

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４

号発電機の速度偏差（月-743ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu,ＢｕｓNo.１２）

図４．４評価関数を変えてパラメータを最適化した場合の時間応答波形

1１ ／~、

Ｕ 、B ＯＩ

1１ ハ

Ｗ Ｖ一１１０

ｌ八 '、

Ｖ、／

～〆－

11melSeCノロ

ハ八 ／ 、

Ｖ、ノ

tjmeISeCノＩ

用上あまり好ましいとはいえない。したがって，評価関数ふたを用いて

制御パラメータを最適化した方がＳＶＣの制御信号が速やかに小さくなり，

制御性能の劣化もあまり見られないため，以下のシミュレーションでは

評価関数JS1,℃を用いて最適化したＳＶＣの制御パラメータを使用している。

4.3.5ＳＶＣの容量変更と制御パラメータの再最適化

提案する制御方式のロバスト性を考慮するために，ＳＶＣの制御パラ

メータを表４．３に示す値に固定した状態で，負荷状態およびＳＶＣ容量を

変えた場合の，安定運転極限電力を図４．５に示す。ＳＶＣは母線１０，１１，

１２に設置している。図４．５に示されるように，安定運転極限電力に注目

した場合，さらにＳＶＣ容量を変更した場合のロバスト性を考えた時，例

題系統でのＳＶＣの最適設置母線は母線１２であると言える。したがって，

以下に示すシミュレーションでは，特に断らない限りＳＶＣ設置母線は母

線１２とする。ここでロバスト性とは，制御工学において使用される用語

で，「強固である。」という意味であるが，ここでは制御パラメータを

ある動作点で最適化すると，その動作状態が変わっても制御パラメータ

の変更をしなくても十分な制御能力を有するということである。また，

図４．６はＳＶＣの容量を変更した場合の時間応答波形を示していて，図(a）

の実線が母線11に300ＭＶａｒ，点線が200ＭＶａｒを，図(b)の実線が母線１２

に３００ＭＶａｒ，点線が200ＭＶａｒを設置した場合の波形を示す。この時の負

荷状態は77％すなわちf1r-983MWである。この波形に示されるように，

ＳＶＣ容量が大きくなれば，系統動揺の減衰特性が優れており，また，母

線１２にＳＶＣを設置した場合に制御性能は良くなっている。

表４．７は各容量において，安定限界付近で再度パラメータの最適化を

行った場合の最適パラメータを，図４．７はこの場合の安定運転極限電力の

比較を示す。また，図４．８はこの時の時間応答波形を示し，図(a)がパラ

メータの再最適化を行った場合，図(b)が再最適化を行っていない場合の

波形を示す。この時の負荷状態は77％であり，設置母線は母線１２である。

表4.7および図４．７，図４．８に示されるように安定限界付近で再度パラメー

タの最適化を行っても，パラメータの値はほとんど変わらず，また安定

-６５－

850

1050

800

一挺ここ要（岳臣室）彦、冨息彦。由罵Ｕ這出９

1000

950

900

図４．５ＳＶＣを設置した場合の安定運転極限電力

750

700

1 5 0２００２５０３００３５０４００

SVCCaPacityMVaO

100

-６６－

０００

●●●

０２０２

壷右塁含進む８（針

Ｂｕｓﾉｳfプ

０５０５００００

００２ｌ０３ＬＯＬ３岨９０１５

－一

言＆堂〔正』皇。旦冒皇豊＆へ爵亘里嘗く冒逓言呈守連句三足

同点線－２qpu,実線-3.qpu

-６７－

Ｖﾆｰずﾆ満＝ず

(bﾉ点線-2.qpu,実線-3.qpu

Bus＃２

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４

号発電機の速度偏差（月＝983ＭＷ）

図４．６ＳＶＣの容量を変更した場合の時間応答波形

０．つ。ー ~一０００Ｉ１ＱＯロロ

一■■曲■由■凸■全ｇａｇ自画■■

凸Ｕ■■■Ｕ▲■●。●■＆■■■■８

匡。ｉ－－ｊに．－０

０ 10５ 1５ １５0 ５１０

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０ １１

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００

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iimelSeGノ0 １１

２００２５０３００３５０４００

SVCCapacity(ＭＶａｊ

００００００

０５０５０５

０９９８８７

１（彦星）参。匡息彦昌一星這Ｕ

700

1050

100 150

図４．７パラメータを再最適化した場合の安定運転極限電力

（ＳＶＣ設置母線は母線１２）

-６８－

０００

●●●

５０２０２

寺連句宝《迂お右旦守逢、＄＆

２０

言＆≧

岳１０坐

:：ｆ

Ｏ

２．０

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４

号発電機の速度偏差（身■983ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu,ＢｕｓＮｏ,１２）

図４．８パラメータを再最適化した場合の時間応答波形

1５

０●０

奇＆呈出

－２．０

重'８０重,０言

音１０ｓ

－６９‐

５１０

向パラメータ固定

０ ５１０

同パラメータ再最適化

０ 1５

１Ｍ /、__、

ＵＶ

１１１

ハ八 /、

Ｖ 、ノー〆

！ｿｍｅＩＳｅｑ１

１１八八 /、一

ＵXノ

１ ロ０

１八 /、

Ｖ 、ノ、－〆－

tjmeFseCノ１

運転極限電力，制御性能にもほとんど変化が見られない。つまり，提案

する制御方式はロバスト性に優れており，特定の動作点で制御パラメー

タの最適化をすることにより，系統の状態，ＳＶＣの容量が変化しても再

度制御パラメータの調整を行う必要がなく，十分な制御性能が得られる

ことがわかる。

4.3.6通常型ＳＶＣとの制御性能の比較('９)鯵(20）

一般にＳＶＣの制御には位相補償制御やパンパン制御をもとにした制御

が提案されているが，電力系統において最適な安定化制御を行うには系

統状態に応じた制御パラメータの調整が必要になっていた。参考文献

(１９)，（20)においてはバンバン制御をもとにしたスイッチング制御方式

が提案されており，ＳＶＣの系統動揺抑制のためのスイッチング制御を終

了するためには，強制的にゲインを０とする，あるいは不感帯を設定す

ることが考えられている。図４．９にはＳＶＣを母線１２に設置し，提案する

ファジィ論理型スイッチング制御を行った場合の応答波形を示す。図(a）

はＡ点にて強制的にＳＶＣのスイッチングを終了させた場合の，図(b)は

ＳＶＣのスイッチングを継続させた場合の応答波形を示す。この時の負荷

状態は１００％で，ＳＶＣの容量は200ＭＶａｒである。図に示されるように，

約８秒付近で電力系統はほぼ平衡状態に到達することがわかる。図中，

この８秒付近で強制的に提案するファジィ論理型スイッチング制御を終

了させた場合の波形は系統動揺が再度増大されてしまっている。このよ

うな状況のもとでは，文献(19)，（20)で提案された方式を採用する時，

系統安定化のためには継続的なスイッチング制御が必要となり，系統運

用上好ましくない。しかしながら，提案するファジィ論理型スイッチン

グ制御方式では，図(b)に見られるように最終的にＳＶＣの制御信号Ｕ(A)は

０となるが，このような問題は発生していない。

次に，図４．１０に示す通常型ＳＶＣとの制御性能の比較を行う。通常型

ＳＶＣの制御ゲイン坤の最適化は，提案するファジィ制御のＳＶＣと同様に

評価関数JSI"gを用いて，坤を1.0から０．０'刻みで変化させ，‘ﾉ３，℃を最小と

するゲインを用いた。表４．８に最適パラメータを示す。表４．９に容量

-７０－

10

－７１‐

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４

号発電機の速度偏差（９画743ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu,ＢｕｓNo.12）

図４．９ＳＶＣスイッチング制御の強制終了の影響

０

００

０００

．８００

●●●

２１９０１５０２０２

ｓｇ｝皇どく冒定言＆寺連句宝＆お官旦雰碧〕＄〔吋

(aノＡ点にてスイッチング制御終了仰制御継続

1５ ５０

００

０

０

２

１

０２０

言＆堂黒」』ｇ－ｏｑ

言＆昌畠

10 １５

1１ ハ

Ｗ Ｖ‐１００

Ⅱ ハ

ⅡＶ､多Ｍ１０ロ

'八 /､

ＶＶ

ー〆－

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ｌ八 /､ － －－グヘ／ ､

Ｖ、ノ

、一－

↑Ａ －－ｖし

1jmeISeGノＩ

〔ﾉﾘ"ａｘ

-Ｐ Ｕ

-〔ﾉﾙ,､‘

図４１０通常型ＳＶＣの制御ブロック図

表４．８通常型ＳＶＣの最適パラメータ

即Ｚｉ Ｚｉ喝

1．８５３．５００．２９０．５０

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

表４９ファジィ論理型スイッチング制御のＳＶＣと通常型ＳＶＣ

ES蝋_迦旦｣剛Ｉ幽幽７４３１’0０８４８１９０

重：ｉ室８８０１８７

：:：Ｉ室9５３ ８０

９８３ ７７

9９４ ７６

(%)1ConventionallFuzzy．.｡…｡一一｡｡………………………….｡｡……･･3--…｡……｡…………｡……….…・

；１６．９１２０．６

１１０４４ｉ４３５

ｉｌ４２４ｉ４７８１２２５９ｉ５２．９

１４１３．７；５８．７

１，川；伽iunstable1730

１m。ｉ１０１．１

；unstable

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

-７２－

200ＭＶａｒのＳＶＣを母線１２に設置した場合の安定運転極限電力と評価関数

､ﾉｱの比較を示す。図4.11にこの場合の時間応答波形を示す。図(a)は通常

型ＳＶＣ，図(b)はファジィ論理型スイッチング制御のＳＶＣの応答波形を示

す。この時の負荷状態は86％すなわち乃＝890ＭＷである。一般に通常型

ＳＶＣは電圧制御ループが制御ブロックに含まれているが，ここでは電圧

制御ループを考慮していないため制御性能に劣化が見られ，通常型ＳＶＣ

とファジィ論理型スイッチング制御のＳＶＣを単純に比較はできないが，

提案するファジィ論理型ＳＶＣの方が安定運転極限電力および系統動揺に

対する減衰特性，ロバスト性において優れていると言える。

4.3.7ＳＶＣ制御の可変ケインの採用(24）

提案するファジィ論理型スイッチング制御方式では制御ゲインＧ(k)は

前章で述べたとおり（3-18)，（3-19)式で与えられるが，系統の負荷状態

によってはＳＶＣの制御入力△Pがほとんど零に近づいても，まだスイッチ

ング制御が残っている場合がある。この問題を解決するために定常時と

事故時の制御ゲインを変更することによって，事故整定時間を短くする

ことができた。本論文では過渡時と定常時の制御ゲインを変えるために，

図４．１２に示すように制御パラメータＤｒを変化させている。Ｄｒを変化さ

せることによって，系統動揺抑制後速やかに制御を完了することが可能

となった。

定常状態から過渡状態への移行は以下の条件による。

|△P(A)|>0.1p卿またはＵ(ｋ)>0.05のとき

Ｄｒ(ｋ)＝Dropt

また，過渡状態から準定常状態への移行は以下の条件による。

|△P(ｋ)|≦olpz‘かつＵ(A)雪0.05のとき

Dr(ｋ)＝Ｄｒ(k).Ｄ”

-７３－

(4-4）

(4-5）

０００

●●●

０２０２

お古里寺建画＄（分

ＯＯ２１

言＆量〔壷句宝ＣＱ

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の有効出力,４号発電機の速度偏差（母＝890ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu,ＢｕｓNo.１２）

図４．１１ファジィ論理型ＳＶＣと通常型ＳＶＣの時間応答波形

0

2.0

５

同通常型SVC

10

言＆

90.0畠

００．８００

２１９０１５

ｓｇ一望ｇくｇ震逓言＆季連句宝＆

-７４－

０ 1５1５ ５ １ ０

〃ファジィ論理型SVC

八八八八八八 八八一

ＷＷＶＶｖ､′iimeISeqノ０

Ⅲ n Ⅲ ﾊﾊﾊ，ｖｗ

ｗｖｖ

》ⅡⅡⅡⅡⅡⅡＭ”Ⅱ叩〕

ⅡⅡⅡ叩Ⅷ叩叩叩叩叩］

ⅡⅧⅡ叩叩ⅡⅡⅡ叩叩〕

ⅡⅡⅡⅡⅡ叩ⅡⅡⅡⅡ］

ⅡⅡ叩叩ⅡＭⅡ叩叩叩叩］

Ⅱ叩”叩叩Ⅱ叩Ⅱ叩Ⅱ”］

ⅡⅡ叩叩耶叩叩叩叩Ⅱ叩Ⅱ］

■日日■日日■日日■四

１１１

1Ｍ 八

ＷＶ、ノ

0 １

1

１

ハ八 八 一旦

Ｖ Ｖミノ

ｉ１ｍＯ

elSeGノ

リセットフィルタの時定数

Zhl＝3.53,Zh2＝0.6s,Zh3＝045ｓ

外乱

ＤｒｍＦ

Ｄｍ花

苗渡叩ノ

図４１２各状態におけるＤｒの値

表４．１０可変ゲインの最適パラメータ

ｐｏｗｅｒＦｌｏｗＰノ（ＭＷ）ＬｏａｄＳｉｚｅ（％）Ｄｒ固定Ｄｒ可変●●●ｅ●●缶●●｡●－●●●●●●●●◆●●●●｡●ｅ●●●｡●●●■●●●●●●●●●●●●●●●●●●●■●ﾛ●●●●■■●●●●●●●●●●●●＆●●●●●●●●●●ｐ●●●●ゆ●◆●●●●●●●●ｃ●●●●●●●■心●●●●･●●●●●●●●●●●◆●●●●●●●●●●●●ゆ●●●●●●●●●●●●●｡●●守宇■●ゆ●●●●｡●●●｡●｡●つ●●●●●●●｡●●●●●●●●●●●●●。②●■･●巳●

７４３ １００１４．１１３．０

Ｄｒ４ｓα ( ｡ ）Ｊｒ

Ｏ,０１０．０４１０．０１３．０

８４８

９００

９５３

９８３

９９４

／

０５０７６

９８８７７

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

表４．１１可変ゲインと固定ゲインの安定運転極限電力と評価関数Jｒ

２８．７

４９．８

９３．１

８４．２

uｎｓｔａｂｌｅ

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

２５．６

４４．１

８４．３

８０．４

uｎｓｔａｂｌｅ

-７５－

ただし，

Ｄ”＝1.002

1,,(A)|≦Drmax

である。

表４．１０は可変ゲインを採用したときのＳＶＣ制御の最適パラメータを示

す。制御パラメータの最適化にはＳＶＣの制御信号を考慮しない評価関数

・ﾉｸ,を用いて行った。ＳＶＣの設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ，負荷状

態100％のもとで行った。表４．１１に容量200ＭＶａｒのＳＶＣを母線１２に設置

した場合の固定ゲインと可変ゲインの安定運転極限電力と評価関数.ﾉｸ,の

比較を示す。図４１３にこの場合の時間応答波形を示す。図(a)は固定ゲイ

ン，図(b)は可変ゲインの場合の応答波形を示す。この時の負荷状態は

100％である。ただし，Ｄｍｐｔは最適パラメータの０．０４にDrmaxは０．１５に

設定している。表４．１１の固定ゲインのシミュレーション結果は可変ゲイ

ンの場合と条件を同じにするために,評価関数J？,を用いて最適化した制

御パラメータすなわち表４．６の下段のパラメータを使用したものである。

表４．１１と図４．１３よりわかるとおり，制御ゲインＧ(ｋ)を可変とすることに

よって評価関数らは小さくなるとともに,制御を速やかに完了すること

ができた。また，安定運転極限電力に変化はなく，可変ゲインを採用す

ることによる制御性能の劣化は見られなかった。

-７６－

2.0

Ｏ

Ｏ

Ｏ

２１０２

奇＆三○画」聖一ＣＱ

５

同固定ゲイン

1５１０

１１００

言ｓｇの、

-７７－

2.0

上から設置･母線の受電電力,SVCのｻｾプﾀﾝｽ値↓号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,

制御パラメータＤﾉ‘QqI＝743ＭＷ,ＳＶＣ２．０pu,ＢｕｓNo.１２）

図４．１３可変ゲインと固定ゲインの時間応答波形

・５

(bﾉ可変ゲイン

10言＆守逆」里さｑ毎台足一寺逢扇の〔面

５

０

２．０

Ｉ

0.2

0.0

Ｈ1５１０

Ｌ－

ＱＯ.’

ｔｉｍｅ店ｅｔｉｍｅ店ｅ

0.0

Ｕ

/、／~、、

'１ ハ

Ｖ

１ハ

Ｖ

伽ej9eQノ１ １１

4.4ＳＶＣとＰＳＳとの協調制御(21)~(23),（25）

4.4.1ＰＳＳの制御パラメータの最適化

通常型ＰＳＳの場合は，ゲインＫのみをチューニングする。ゲインを０．０５

から０．０l刻みで変化させ，評価関数.ﾉｳ､が最小となるゲインを探しこの値

遊最適ゲインとする。

一方，ファジィ論理型ＰＳＳの場合は制御パラメータがＳＶＣと同様にＡｓ，

Ｄγ，αの3つあるため，４．３１節で述べた順序付最適化手法を用いて行

う。ただし，評価関数は〃を用いる。通常型ＰＳＳ，ファジィ論理型

ＰＳＳともに負荷状態は100％で行い，ＳＶＣは設置していない状態で行う。

ＳＶＣと４，５号発電機に設置するＰＳＳとの協調制御を考える場合の各制

御装置のパラメータの最適化の方法としては

（１）ＳＶＣ，ＰＳＳのパラメータの同時最適化

（２）ＳＶＣを設置した状態でのＰＳＳの制御パラメータの最適化

（３）ＰＳＳを設置した状態でのＳＶＣの制御パラメータの最適化

の３通りが考えられるが，計算の煩雑さを考え，本研究では(2)，(3)の２

通りについて検討したが，(2)，(3)による協調制御を実施した場合の安

定運転極限電力を調べた結果，(2)を採用した場合の方が若干大きくなっ

たため，本文では(2)の方法を用いた場合の結果についてのみ示す。

4.4.2ＳＶＣとＰＳＳの同時制御および協調制御

表４．１２にＳＶＣと別個に最適化したファジィ論理型ＰＳＳの最適パラメー

タ，および母線１２にＳＶＣを設置した状態で求めたファジィ論理型ＰＳＳの

最適パラメータを示す。表４．１３には通常型ＰＳＳのパラメータの現行設定

値，ならびに母線１２にＳＶＣを設置した状態で求めた最適パラメータを示

す。通常型ＰＳＳの場合は，ゲインのみを最適化しており，その結果は現

行の設定値と一致した値となった。いずれの場合も，系統の負荷状態は

100％で，ＳＶＣ容量は200ＭＶａｒで最適化を行った。

ＳＶＣを母線１２に設置し，さらにＰＳＳを４，５号発電機に設置した状態で

-７８－

表４．１２ファジィ論理型ＰＳＳの最適パラメータ

ＦＬＰＳＳ 伽＝0.30,Ｄｒ＝0.06,α＝３０．０degrees

単独制御①●●●●■●●｡●e●●●●●●●●●●●●●●●●●●｡●●●●①。●●■●｡●巴●●●●●●ＢＧ●●ｅ●■●●缶●●●中｡｡●●●●●●●●●①｡●｡●白｡●●e●●■●●●■●●■ｅ●●●●凸｡●合●●●●●●●｡●●●●●●●●●●●●●●●｡●弓●●｡●●●●■｡｡ｃ●●｡●■●●●●●●●①■●●●●●●●●｡｡｡｡｡■｡●■ｅ●■ｅ■●●●●●●■●

ＦＬＰＳＳ＊：小＝０．１０，Ｄｒ＝0.17,α＝９０．０degFees

協調制御巴●ロ｡●｡●●●●●●｡●●●●ーー◇罰やーーー｡●●●●●◆ーー●一Ｃ｡◆●●●●●●●●勺Ｃ●｡｡●｡｡●●｡“Ｃの◆鐘Ｃ－－Ｃ●ー●●●●Ｃ●ーー｡ー－－Ｃ－－－●ー●●●●●●●●●｡●●●●●●Ｇ色色Ｇ●●ＣＤ●■｡●ロ●●●●●。●●●●岳●●●●●岳●●●●●凸面曲｡●◆●一●●◇●｡●●●◆｡。－

リセットフィルタの時定数Ｚｈ＝４０ｓ

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

表４．１３通常型ＰＳＳの最適パラメータ

ＣPSS：Ｋ＝0.10,2i＝4.0s，巧－０２s，毛＝05ｓ

現行設定班＝0.1s，乃一0.05s，〃ｍａｘ－Ｏ１ｐｕ

ＣＰＳＳ＊・同 上

協調制御

ＳＶＣ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

-７９－

それぞれの制御装置の単独制御，同時制御，協調制御を想定したシミュ

レーションを行い，安定運転極限電力を求めた結果が図４．１４である。こ

の場合は，ＳＶＣの容量を変更して，安定運転極限電力を求めている。本

論文で言う同時制御とは，ＳＶＣあるいはＰＳＳの制御パラメータを別個に

最適化した場合のパラメータを，協調制御とはＳＶＣを設置した状態で

ＰＳＳの制御パラメータを最適化した場合のパラメータを使用した場合で

ある。図に示されるようにＳＶＣとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御を実施

した場合に最大の安定運転極限電力が得られている。図において，ＳＶＣ

の単独制御がＳＶＣと通常型ＰＳＳとの協調制御より大きい安定運転極限電

力を示す部分があるが，これはＳＶＣと通常型ＰＳＳの制御パラメータを

100％負荷状態でＳＶＣ容量を200ＭＶａｒと設定して最適化していること，

通常型ＰＳＳが特定のモードを対象としてパラメータの最適化が行われて

いるため，動作状態が変化し系統の動揺モードが変わった場合にその制

御性能が劣化していくことによるものと考えられる。

表4.14には，ＳＶＣ容量を200ＭＶａｒとして単独制御，同時制御，協調制

御の場合の評価関数J',と安定運転極限電力を示す。先にも述べたように

ＡＶＲ，調速機のみを考えた場合の安定運転極限電力は３００ＭＷであり，

ＳＶＣあるいはＰＳＳを設置することにより動揺減衰特性を改善し，安定運

転極限電力を大幅に拡大できることがわかる。ここでもまた，ＳＶＣと

ファジィ論理型ＰＳＳとの協調制御により最大の安定運転極限電力が得ら

れ，評価関数〃の値も最も小さくなっている。安定運転極限電力内で評

価関数Ji､の値を見たとき，ＳＶＣと通常型ＰＳＳの協調制御により動揺減衰

特性が大幅に改善されていることもわかる。ただし，先に述べた理由に

より安定運転極限電力は若干小さくなっている。表中，無限大母線への

電力潮流が増大し，系統の運転状態が安定限界に近くなっているにもか

かわらず，評価関数.ﾉｹ､の値が減少している部分があるが，これは，その

動作状態付近にて母線8から母線１０へ流れる電力潮流の方向が逆転して

いることに起因していると考えられる。

図４．１５と図４．１６にＳＶＣとＰＳＳの単独，同時，協調制御の代表的な時間

応答波形を示す。図４．１５の図(a)の実線が負荷状態100％(月＝743ＭＷ)時

のファジィ論理型ＰＳＳの単独制御，点線が通常型ＰＳＳの単独制御，図(b）

-８０－

ＳＶＣノノノ

ノ

ノ

ノ

ノ

△

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／

図４１４ＳＶＣとＰＳＳによる安定運転極限電力

（ＣＰＳＳ＊:協調制御，FLPSS＊:協調制御）

700

表4.14評価関数Ｊｉ.と安定運転極限電力

5０ １００１５０２００２５０３００

SVCCapacity(ＭＶａｊ

3５０４００

PowerFlowLoadSizeAVILGov・ＣＰＳＳＦＬＰＳＳＳＶＣＳＶＣＳＶＣＳＶＣ

乃 ( M W ） （ %） o n l y C P S S ＊ F L P S S F L P S S ＊－－●ｐーーーーーー｡ー●－●ｃｃ●●●－●●●◆｡●●●一●－ＣＯ函●●●●－●●ロー●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●◆●●●●●●●－ｃ●◆●●●－ＣＯ“ｃｏｏ●●◆●●◆●●■●●●●●●◆●●●●●●●●●●●●●●●●屯ｃ－ｃｃｃ●●｡●●Ｃ●ｃｃ●岳●●●●●●●●●●●●●ｃ●●●●●●●●●岳●●｡■●●●●●●●●●●●凸●●－●●●●●●

７ ４３１００ｕ、ｓｔａｂｌｅ７０７．３２．２２０．６７．２４．７１．１

８４８９０４４５９．０３．７４３．５１１．７４．７１．２

８５９８９５２８５．４４．０４７．８１２．４４．７１．３

８６９８８ｕｎｓｔａｂｌｅ４．５５２．９１３．２４．７１．３

８ ８０８７５．１５８． ７ １ ４ ． ０ ４ ． ７ １ ． ３

８９０８６５．７６５．２１５．０４．６１．４

９５３８０１４．９１２９．０２６．１４．６１．８

９６２７９ｕｎｓｔａｂｌｅ１３１．０３０．６４．７１．９

９７ ３７８１２６．７ ５ ２ ． ２ ４ ． ８ ２ ． １

９８３７７１０１．ｌｕｎｓｔａｂｌｅ５．０２．３

９９４７６ｕｎｓｔａｂｌｅ５．３２．５

１０２４７３７．４３．４

１０３５７２ｕｎｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｅ ３ ． ４

１ ０４５７ １ ４ ． ９

１０５５７０ｕｎｓｔａｂｌｅ

-８１－

(ＣＰＳＳ＊：協調制御，ＦＬＰＳＳ＊:協調制御）

言＆

２０言＆≧

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２．０

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上から設置母線の受電電力,Svcのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の速度偏差,4号

発電機のPSSの補助安定化信号（SVC2.0pu,BusNo.12,CPSS*:協調制御）

図４．１５ＳＶＣとＰＳＳによる時間応答波形

何実線-FLPSS,点線-CPSS(叶画743ＭＷ）仰実線-SVC,点線-SVC+CPSS*(乃画973ＭＷ）

０●０

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御実線-SVC+FLPSS,点線-SVC(月＝994ＭＷ）（bﾉ実線-SVC+FLPSS*,点線-SVC+FLPSS(月＝lO35MW）

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２１９０２０２

冨豊一望ｇく冒喧お古里守署〕の⑳品

-８３－

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の速度偏差,4号発電機のPSSの補助安定化信号（SVC2.0pu,BusNo.12,FLPSS*:協調制御）

図４．１６ＳＶＣとＰＳＳによる時間応答波形

５ 10 10５ 1５

-0.1

1５０

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鵬一八１１

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Ｉ

の実線が負荷状態78％(巧＝973ＭＷ)時のＳＶＣ(200ＭＶａｒ)の単独制御，点

線がＳＶＣ(200ＭＶａｒ)と通常型ＰＳＳの協調制御の応答波形を示す。また，

図４１６の図(a)の実線が負荷状態76％(月＝994ＭＷ)時のＳＶＣ(200ＭＶａｒ)と

ファジィ論理型ＰＳＳの同時制御，点線がＳＶＣ(200ＭＶａｒ)の単独制御，図

(b)の実線が負荷状態72％(月＝1035ＭＷ)時のＳＶＣ(200ＭＶａｒ)とファジイ

論理型ＰＳＳの協調制御，点線がＳＶＣ(200ＭＶａｒ)とファジィ論理型ＰＳＳの

同時制御の応答波形を示す。図４．１５，図４．１６に示されるように，系統動

揺の減衰特性がＳＶＣとファジィ論理型ＰＳＳとの協調制御により大幅に改

善されていることがわかる。

4.4.3ＳＶＣキヤパシタの強制投入

ＳＶＣとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御において安定点が得られない動

作点に対しても，ＳＶＣを強制的に投入することにより，すなわちサイリ

スタスイッチをオフ状態としキャパシタのみを投入することで，安定点

を得ることができた。この場合の応答波形を図４．１７に示す。図(a)が強制

投入をしない場合の，図(b)が強制投入を行った場合の応答波形を示す。

この場合のＳＶＣの容量は200ＭＶａｒ，設置母線は母線１２で，負荷状態は

69％(身＝1065ＭＷ)である。図に示されるように，キヤパシタの強制投入

をある条件で行うことによって安定点を得ることができるとともに，安

定運転極限電力を表４．１４に示される1045ＭＷから１０６５ＭＷまでさらに増

大することができる。

-８４－

５１０

〃強制投入あり

-８５－

上から設置母線の受電電力,SVCのサセプタンス値,サイリスタの点弧角,4号発電機の速度偏差,４

号発電機のPSSの補助安定化信号（け＝１０６５ＭＷ,ＳＶＣ2.0pu,ＢｕｓNo.１２）

図４．１７ＳＶＣのキヤパシタを強制投入した場合の時間応答波形

５１０

同強制投入なし

1５

００

菅＆昌畠

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4 . 5電力系統解析シミュレータによるアナログシミュレーション

4.5.1電力系統解析シミュレータの構成と特長

本研究では，ＳＶＣのアナログシミュレーション実験を行うため，九州

電力㈱総合研究所に設置してあるアナログ型電力系統解析シミュレータ

(ＡＮＳ:AnalogNetworkSimulator)を用いて行った。このシミュレータ

は実際の電力系統を構成している発電機，送電線，変圧器などと同等の

電気的特性を持った機器モデルで構成されており，これらを任意に接続

して電力の発生から消費までを実系統と同じように模擬し，各部の電気

的振る舞いを観測することにより，電力系統において生じる様々な現象

の解析を行う装置である。

電力系統解析シミュレータは，シミュレータ本体と支援用計算機によ

り構成されており，その全体構成を図４．１８に示す。

シミュレータ本体は，発電機・送電線・変圧器などの機器モデル，各

機器モデル間を接続し電力系統を構成するための結線パネルおよび解析

データを収録しておく波形メモリなどで構成され，実際の系統を模擬し

て現象の解析を行うものである。

支援用計算機では各機器モデルの定数設定，起動，停止などの制御や

外乱の印加，解析したデータの処理などを行う。

電力系統シミュレータの特色を以下に示す。

(1)シミュレータを構成する各モデルは，実機の電気特性をそのまま保ち，

小型化した縮小モデルを使用している。また，縮小モデルの製作が困

難なものは，数式モデルによるアナログ回路で構成している。

(2)電力系統に生じる現象をビジュアルに表現できる。

表4.15および表４．１６にシミュレータの仕様を示す。

4.5.2例題系統

提案する制御方式によるＳＶＣの制御性能を検討するために，計算機に

よるディジタルシミュレーションだけでなく，電力系統解析シミュレー

-８６－

<被拭験建＞(係鯉帖准淡抵鮮）

▲

主回路

制御装置

計測装置

｜ | 支援用計算機’＝‐４

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結 線バネル測定信号

逼 幽夢｜変圧鵠’ 送芯線

図４．１９電力系統解析シミュレータの外観

図４．１８電力系統解析シミュレータの全体榊成

-８７－

項目

発電機モデル

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変 圧器モデル

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送 電線モデル

表４．１５シミュレータの仕様

仕様 概 要

-８８－

モデル数

１２台

２２台

５０台

項 目

負荷モデル

しゃ断器モデル

その他の

機器モデル

支援用計算機

表４．１６シミュレータの仕様

仕様概要

-８９－

モデル数

１１台

１６台

l式

1式

タを用いたアナログシミュレーションも行った。電力系統解析シミュ

レータにはＳＶＣの改良型であるＳＶＧモデルが設置されているので，この

モデルを用いた。図４．１９，２０，２１に電力系統解析シミュレータの外観を

示す。図４１９は電力系統解析シミュレータの外観，図４．２０はＳＶＧモデル

の外観，図４．２１は実験の様子で，奥のデスクトップタイプが観測データ

集録 用，手前のラップトップタイプがＳＶＧ制御用のパーソナルコン

ピュータとなっている。アナログシミュレーションでは，図４．２２に示す

4機無限大母線系統（串型系統）を使用した。１号，４号発電機は原子力

機，２号，３号発電機は火力機である。ＡＶＲは１号，４号発電機にモデルＢ‐

lが，２号，３号発電機にモデルB-2が設置されている。ＳＶＧは母線１２に

設置している。ＡＶＲのモデルと系統定数などは付録に示す。

発電機の出力は２号発電機が400ＭＷ，３号，４号発電機が600ＭＷの一定

出力運転をするものとし，シミュレーションを行う際には１号発電機の

出力を可変として行うものとする。外乱としては，母線１１，１２間の平衡

2回線のＦ地点で三相地絡事故，４サイクル事故継続後当該事故回線遮断

を想定し，サンプリング時間はＡＴ＝l/20秒，シミュレーション時間は１５

秒としている。

ここで使用する例題系統のような串型系統の場合には，前述の5機無限

大母線系統に較べて事故直後には短周期の動揺波形が現れるが，その後

長周期（周期約２．５s）の動揺が持続するような動揺モードが存在する。

4.5.3ＳＶＧの制御パラメータと制御性能(2の

ＳＶＧの制御には，モデルに組み込まれている制御ループ（通常型制

御）を使用する場合と外部のコンピュータによりファジィ論理を用いて

算出した制御信号を用いる場合の2種類について行う。図4.23に通常型

制御の制御ループのブロック図を示す。図に示されるようにＳＶＧの制御

ブロック図は，電力動揺抑制部と電圧制御部から構成されている。また，

ファジィ論理型スイッチング制御を適用する場合には外部のコンピュー

タから算出した制御信号を図中のＦＵ点へ入力することになる。しかしな

がらＦＵ点には外部端子が設けられてないため，図中の電力動揺抑制部の

-９０－

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図４．２１実験の;模様

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図４．２０ＳＶＧモデルの外観

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600ＭＷ

図４．２２４機無限大母線系統

ＥＳ妬０

図４．２３ＳＶＧ制御ブロック図

-９２－

600ＭＷ

５

αノ

電力信号入力端子に入力し，電力動揺抑制部のパラメータを変更して，

ＦＵ点へ入力した場合と等価になるようにしている。また，ファジィ論理

型スイッチング制御のときには既設の電圧制御ループは使用した状態で

実験を行っている。

通常型制御の制御パラメータの最適値を表４１７に，ファジィ論理型ス

イッチング制御の制御パラメータの最適値を表４１８に示す。ファジィ論

理型スイッチング制御の場合には電圧信号にて制御信号を入力するため，

Ｕｍａｘ＝2.5(V)に設定している。制御パラメータは時間応答波形により決

定し，１号発電機の出力は200ＭＷの状態で行った。

図４２４にＡＶＲ制御のみ，通常型ＳＶＧを設置した場合，ファジィ論理型

スイッチング制御のＳＶＧを設置した場合の各場合において，1号発電機

の出力を上げていったときの，安定運転極限発電機出力を示す。ＳＶＧの

設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒである。ＡＶＲ制御のみの場合の

240ＭＷに比べて，通常型ＳＶＧを設置した場合に４２０ＭＷまで，ファジィ

論理型スイッチング制御のＳＶＧを設置した場合にさらに770ＭＷまで発

電機の出力を増大させることができた。

図４２５には通常型ＳＶＧおよびファジィ論理型スイッチング制御のＳＶＧ

を設置した場合の時間応答波形を示す。図(a)は１号発電機出力が200ＭＷ，

図(b)は420ＭＷの場合を示し，実線がファジィ論理型スイッチング制御

のＳＶＧ，点線が通常型ＳＶＧを示す。１号発電機の有効出力が200ＭＷの場

合には，その動作点で制御パラメータの最適化を行っているためその制

御性能にほとんど違いが見られないが，420ＭＷまで出力を上げていくと

通常型ＳＶＧでは系統動揺が減衰されていない。したがって，提案する

ファジィ論理型スイッチング制御は動揺減衰特性に優れていて，ロバス

ト性にも優れていることがわかる。

-９３－

表４．１７通常型ＳＶＧの最適パラメータ

電力動揺抑制部

雌Ｔ(３）２１(.y）ZIi(‘s）ＺI§(s）、(s）

電圧制御部

Ｋｒ(､y）

1 ００００．０３０．０６０．１００００．０ｉ０．１５０．０１０５

ＳＶＧ設置母線は母線１２，容堂200ＭＶａｒ

表４１８ファジィ論理型スイッチング制御のＳＶＧの最適パラメータ

ＡＩｓ Ｄ７．

０．０１０．０８

α(｡）Umax(V）恥l(S）恥2（８）恥3(S）

9 ０．０２．５ ４ ． ０ ０ ． ５ ０ ． ５

電力動揺抑制部

坤ｒ(s）Ｚｉ(s）ろ(s）路(‘y）恥(s）

電圧制御部

Ｋｒ ( s ）

1００ ０．０１０５０．００４１０ ． ０ ０ ． ０ ０ ． ０ １ ０ ． １ ５ ０ ． ０ １ ０ ５

ＳＶＧ設置母線は母線１２，容量200ＭＶａｒ

ＡＶＲ２４０ＭＷ

Ｃｏｎｖｅｎ－

ｔｉｏｎａｌＳＶＧ

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雛i雲４２０ＭＷ

FｕｚｚｙＳＶＧ

『

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Ｈ ZＯＯ 4００ 6００ 8００

CriticallPoWerOutput(ＭＷ）

図４．２４安定運転極限発電機出力

－９４‐

７７０ＭＷ

Ｗ瀞 汁

(bノ凡＝420ＭＷ

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（aノ尾＝200ＭＷ

0.0

上から設置母線の潮流(×１０倍),ファジィ論理型SVGの制御信号,１号発電機の有効出力（SVC2.0pu,BusNo.12）

図４．２５ＳＶＧ設置時の時間応答波形

Ｑ》ｓｏ

-９５－

５ １０ ０５

実線-ファジィ論理型スイッチング制御,点線-通常型制御

10０

4.6結論

本章では，ＦＡＣＴＳデバイスの１つであるＳＶＣを用いた電力系統安定化

制御方式を提案した。ＳＶＣはＦＡＣＴＳデバイスのうち既に実用化され，実

際の電力系統で使用されているデバイスである。しかしながら，まだそ

の容量は小さく，安定度の向上より電圧を一定に保つ目的で使用されて

いる。また，ＳＶＣのスイッチング制御にはパンパン制御方式や位相補償

制御方式が提案されているが，電力系統の運転点が不安定である場合に

はその安定化のために，ＳＶＣのスイッチング制御を継続して行う必要が

ある。すなわち，不感帯等を設定しスイッチング制御を終了した場合に

は系統動揺が増大し，再度安定化のためのスイッチング制御を開始する

必要がある等の問題点が残されている。さらに，電力系統において最適

な安定化制御を行うには系統構成や系統状態に応じた制御パラメータの

調整が必要になっていた。そこで，ＳＶＣのスイッチング制御にファジィ

論理型スイッチング制御を適用した新しい系統安定化制御方式を提案し，

計算機によるディジタルシミュレーションと電力系統解析シミュレータ

を使用したアナログシミュレーションを行った。その結果，次のことが

明らかになった。

(1)本研究で例題系統として用いた5機無限大母線系統でのＳＶＣの最適設

置母線は母線１２であり，ＳＶＣのファジィ論理型スイッチング制御方式

の制御入力としてＳＶＣ設置母線の送電電力より受電電力を使用した場

合に良好な制御が行えることがわかった。

(2)ＳＶＣの制御パラメータを最適化する場合には，ＳＶＣの制御信号を考

慮した評価関数により行った方が，若干系統動揺の減衰特性が劣化す

るものの，速やかにスイッチング制御を完了することができた。さら

に可変ゲインを採用することによって，制御性能を劣化することなく，

速やかにスイッチング制御を完了することができた。

(3)ＳＶＣの容量や電力系統の運転状態が変わった場合には，それに応じ

た制御パラメータの変更を行うことが最適な安定化制御を行うために

は望ましいが，提案するファジィ論理型スイッチング制御方式では制

-９６－

御パラメータを系統の状態に応じて変更してもその制御性能はほとん

ど変化しなかった。すなわち，提案する制御方式はロバスト性に優れ

ており，ＳＶＣの容量や電力系統の運転状態が変わっても，制御パラ

メータの調整をしなくても十分な制御性能が得られることがわかった。

(4)提案するファジィ論理型スイッチング制御方式を一般に使用されて

いる位相補償制御方式と比較してみると，安定運転極限電力，系統動

揺に対する制御‘性能，ロバスト性において，優れていることが明らか

になった。

(5)ＳＶＣとＰＳＳを併用することにより，ＳＶＣの単独制御の場合よりさら

に安定運転極限電力を増大することができるとともに，系統動揺の減

衰特性も改善され，ＳＶＣとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御の場合に，

最大の安定運転極限電力を得ることができた。

(6)電力系統解析シミュレータを使ったアナログシミュレーションにお

いても，提案するファジィ論理型スイッチング制御方式が位相補償制

御方式よりも安定運転極限電力，系統動揺に対する制御性能，ロバス

ﾄ性において優れていることがわかった。

-９７－

第５章高速移相器による電力系統安定化制御(32)~(３４)､(")･(4s）

5.1高速移相器の単独制御

5.1.1制御入力の検討

高速移相器の電力系統安定化に対する制御性能について検討するため

にＳＶＣの場合と同様に，図４．１の５機無限大母線系統を例題系統として

ディジタルシミュレーションを行った。外乱としては，シミュレーショ

ン開始後０．３秒後に母線１２，１３間の平衡2回線のＦ地点で三相地絡事故，４

サイクル事故継続後当該事故回線遮断を想定し，シミュレーション時間

は8秒に設定している。

提案するファジィ論理型スイッチング制御を高速移相器に適用するこ

とに際して，まず最初に制御入力の検討を行った。表5.1に高速移相器の

制御入力として高速移相器設置母線の送電電力を使用した場合と受電電

力を使用した場合の評価関数､ﾉi,と安定運転極限電力を示す。この場合の

高速移相器の設置母線は母線１１で，高速移相器の最大移相量６max＝10.0.

である。また，図５．１に制御入力を受電電力および送電電力にした場合の

時間応答波形の比較を示す。図(a)が母線１１に高速移相器を設置した場合

の制御入力が受電電力，図(b)が送電電力の場合の応答波形を示す。シ

ミュレーションは負荷状態79％(身＝962ＭＷ)で行っている。表５１及び図

5.1に見られるように，設置母線の送電電力を高速移相器の制御入力とし

て使用した方が安定運転極限電力が大きくなるとともに，評価関数みの

値も小さく系統動揺の減衰特性が優れており，良好な制御を行っている。

したがって，以下のシミュレーションにおいては，特に断らない限り高

速移相器の制御入力としては設置母線の送電電力を使用することにする。

5.1.2制御パラメータの最適化

高速移相器の制御パラメータ小，Ｄｒ，αの最適化には，制御信号Ｕ(k）

を考慮しない離散型二次評価関数J『･を用いてＳＶＣの場合と同様に順序付

-９８－

表5.1制御入力の比較

ＰｏｗｅｒＦｌｏｗＬｏａｄＳｉｚｅ ＃ｌ１Ｂｕｓ

ｊＥｌｒ（ＭＷ）（％）送電電力受電電力●●ー●缶●Ｇ●合●●●●●●●●●●●●●◆●●●ＣＧ●●●ｅ●●ｅ●●缶｡●●凸Ｇ●の◆●●◆●の●●●●●｡●●●●●Ｃ●●●●●●●●｡●●●ｅ●●●｡●●ｅＣ●●■●Ｇ●●●●●●●●●●Ｃ●●●｡●●●●●●●●Ｃ●｡●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●●ｅ●●Ｃ●●●●｡

７ ４３１００３．２２．９

８４８９０５．６５．７

９００８５１ ０．５１１．９

９ １１８４１２．６１５．０

９２１８３１ ５ ． ４ １ ９ ． ５

９５３８０３９．１６８．０

９６２７９６３．８１４７．３

９７３７８１１３．３ｕｎｓｔａｂｌｅ

９８３７７１ ９ ３ ． ４

９９４７６ｕｎｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｅ

６ｍａｘ＝10.00

表５．２高速移相器の最適パラメータ

Ｄｒ設 置母線４ｓα (。）』 ?、

Ｂｕｓ９１．０５０．２７１０．０２２．１

Ｂｕｓ 1００．８７０．１７９０．０６．９

Ｂｕｓ１１０．３００．０９９０．０３．２

Ｂｕｓｌ２０．２８０． ０ ８ ９ ０ ． ０ ４ ． ３

リセットフィルタの時定数

Zhl＝4.0s,Zh2＝０５s,zh3＝0.5ｓ

6ｍａｘ＝10.0。

-９９－

0.0

-１００－

上から設置母線の受電または送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電機の位相角（乃画962ＭＷ,６max＝10.0.,ＢｕｓNo.１１）

図５．１制御入力を変更した場合の時間応答波形

００００

●●●●

０２０２３

お宮里重き①①品

０

１５

冒＆守逢句童ｏｑ

重

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０１２３４５６７８０１２３４５６７８

同制御入力が受電電力 向制御入力が送電電力

茎…

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1.5

００

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２１０１

音＆量黒」句堂。ｑ

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八八 八、--一

ＩＩＩＩＩＩｌ

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ＯｌＩｌＩＩＩ

/、 ／~、

Ｖ Ｖ＝一

ｐＩＩＩ０００

最適化手法により行った。表5.2に高速移相器を各母線に設置した場合の

最適パラメータを示す。最適化に際しては，高速移相器の最大移相量

６max＝10.0.で負荷状態は１００％(乃＝743ＭＷ)，前述の外乱を用いて行った。

高速移相器は母線９，１０，１１，１２に設置し，制御パラメータの最適化を

行った。ただし，他の母線においては高速移相器による安定化はできな

かった。ここでは，４，５号発電機に設置されている通常型ＰＳＳを外した

状態で最適化を行っている。また，サンプリング時間は△Ｔ＝l/120秒とし，

半サイクル毎に高速移相器の移相量を変更できるものとした。

図５．２に各母線に高速移相器を設置した時の応答波形を示す。図(a)の

実線が母線１０に，点線が母線９に，図(b)の実線が母線１２に，点線が母線

１１に高速移相器を設置した場合の応答波形を示す。６max＝10.0.で，負荷

状態は１００％である。図５．３には各母線に高速移相器を設置した場合の安

定運転極限電力を示す。図５．２に示されるように，設置母線として母線

11または１２を選択した場合に良好な動揺減衰特性が示されていることが

わかる。また，図５．３に示すように高速移相器を母線１２に設置した場合

に最大の安定運転極限電力が得られる。

5.1.3ファジィ論理型高速移相器のロバスト性

提案するファジィ論理型スイッチング制御方式の高速移相器のロバス

ト性について検討するために，高速移相器の制御パラメータを表５．２に示

す値に固定した状態で，負荷状態および高速移相器の最大移相量を変え

て，安定運転極限電力を調べた結果を図５．４に示す。この図においても母

線１２に高速移相器を設置した場合に最大の安定運転極限電力が得られて

いる。図５．５に高速移相器の最大移相量を変更した場合の時間応答波形を

示すｂ図(a)の実線が母線１１に６max＝15.0.,点線が母線11に６max＝10.0｡，

図(b)の実線が母線１２に６max＝15.0.,点線が母線１２に６max＝10.0.の高速

移相器を設置した場合の応答波形を示す。負荷状態は77％である。６ｍａｘ

を大きくすることによって，系統動揺に対する減衰特性を改善すること

ができる。図５．２，図５．３，図５．４，図５．５に示されるように，系統動揺に

対する減衰特性および安定運転極限電力に注目した場合，さらに高速移

－１０１‐

-１０２－

上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相堂,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電

機の位相角（身■743ＭＷ,６max■１０．０｡）

図５．２高速移相器を設置した場合の系統動揺抑制効果

ＯＯ

Ｏ

２１０１

言＆詮〔迂句室。ｑ

く?Ｖ儒扇憲烹＝=＝く?Ｖ儒扇憲烹＝=＝

宕廻｝

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一｡ー一一ー－－－－－－＝で

1.5

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●●●●

１５０２０２３

冒昌守連』の量ＣＱ透壱塁守辿画の①（爺

夕

1mmeISeqノ

0 １２３４５６７８０１２３４５６７８

同点線-約BUS,実線-#OBus 伽点線-#Bus,実線-#2Bus

0.0

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Ｑ‐‐‐

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0 1 0 1 １０１

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ｌ ＩＵＯｌＯＩ

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Ｉ ＩｌＩＩＩ１

Ｌ

製織；強３ §300MＷＡＶＲのみ

ＯPSS

＃9Ｂｕｓ

＃１０Ｂｕｓ

#１１Ｂｕｓ

＃１２Ｂｕｓ

曲且ｚＺＦ２

８５９ＭＷ■Ｆ■Ｑ◆

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■‐＝守邑■ .ー凸一二＝－－冒凸宇一Ｚ

騨郷群･蕗･‘･暮謹津ら日舞野溌餐鐸嬢鐸謡鐸蕊舞詠蕊零蕊認軸嘩騨凄需。、錨錨

翻韓…へ霞91,MＷ

９５２ＭＷ

Ｌ

弓

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■

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》蹄慨岬》蕊鍵蕊鍵蕊鍵蕊鍵蕊 983ＭＷ

９９４ＭＷ

950

記

『

850

雲雲謹雲雲雲織雲謹謹織慧雲鱗雲雲雲雲雲０１００２００３００４００５００６００７００８００９００１０O0

CriticalPower]､ｌｏｗ(ＭＷ）

図５３高速移相器を設置した場合の安定運転極限電力

言::：

750

lｌＢｍＩｓ跨ら『畠・国陰○四意。垣彊Ｕ

１５

６ｍａｘ（deg.）

900

2０

8００

7００

一ｌＯ３－

５ 1０

図５．４移相量を変えた場合の安定運転極限遁力

0 １２３４５６７８０１２３４５６７８

同点線-0.0°，実線－７５０． 脚点線-0.ぴ，実線-5,0°

ＢＵＳ＃７２

ＯＯ２１０

言＆宝（置句室ＣＱ

-１０４－

上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電機の位相角（局＝983ＭＷ）

図５．５高速移相器の最大移相量を変えた場合の時間応答波形

Ｖ=篇ヂ、

Ｂｕｓ＃ブ

０

２．０

重'０;０

－１０

宕廻『守迭里面画

0.0

０

１５

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1.5 薫迅ｸムー

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０００

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０２３

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／ｊ、‐ｋク． ~ ~ ､ ‐、

もづ〃

０ －．－７０、

ノ０ ６

０、’０，づ

１１０１１１１

相器の最大移相量および系統の負荷状態を変更した場合のロバスト性を

考えた時，この例題系統における高速移相器の最適設置母線は母線１２で

あると考えられる。したがって，以下に示すシミュレーションでは，特

に断らない限り高速移相器の設置母線は母線１２とする。

これまでのシミュレーションでは提案する制御方式のロバスト性を考

慮するために，３つの制御パラメータは系統の負荷状態および高速移相

器の最大移相量を変更しても制御パラメータの変更は行わなかった。こ

こでは系統の負荷状態および最大移相量に応じて制御パラメータを最適

化した場合のシミュレーションを行う。表５．３に制御パラメータを固定し

た場合と安定限界付近で再度制御パラメータを最適化した場合の安定運

転極限電力と評価関数.ﾉｳ.の結果を示す。ここで，固定パラメータの場合

は表５．２のパラメータを使用している。一方，最適パラメータの場合は高

速移相器の６max＝10.0.の場合は負荷状態７６％で，高速移相器の

６max＝15.0.の場合は負荷状態75％で最適化したパラメータを使用してい

る。また，図５．６に固定パラメータの場合と安定限界付近で制御パラメー

タを再度最適化した場合の時間応答波形を示す。図(a)が再最適化した場

合，図(b)が固定パラメータの場合の波形である。６max＝10.0.の高速移相

器を母線１２に設置し，負荷状態は76％である。表５．３および図５．６に見ら

れるように，安定限界付近で再度パラメータを最適化した方が系統動揺

の減衰特性は若干優れているが，安定運転極限電力に関してはほとんど

変わらない。したがって提案するファジィ論理型スイッチング制御方式

はＳＶＣの場合と同様にロバスト性に優れていて，ある動作点で制御パラ

メータを最適化すると，系統の状態，高速移相器の最大移相量が変化し

ても再度制御パラメータを最適化する必要がなく，十分な制御性能が得

られることがわかる。

5.1.4通常型高速移相器との制御性能の比較

次に，提案する制御方式の有効‘性を確認するために，図５．７に示す通常

型高速移相器との制御性能の比較を行う。通常型高速移相器の制御ゲイ

ンＫと時定数の最適化は，提案するファジィ論理型スイッチング制御の

-１０５－

表5.3パラメータの再最適化

ＰｏｗｅｒＦｌｏｗＬｏａｄＳｉｚｅ；６ｍａｘ＝10.0。６ｍａｘ＝15.0°

ＰＩｒ (ＭＷ）（％）；固定最適；固定最適･……………………………………･………･……｡.……………!…………｡.………………………･…･………………･･中…･･……････…………･………･…………….…………。

９９４７６；１７２．３９５．７：３０．６２４．０

１００ ３７５ IunstableunstableI454３０９

１０１ ４７４ ｉｕｎｓｔａｂｌｅ４３．６

１０２４７３ ｕｎｓｔａｂｌｅ

；Ａｓ＝０．２８Ａｓ＝０．８５；Ａｓ＝０．２８Ａｓ＝０．６９

制御パラメータ；Ｄｒ=０．０８Ｄｒ=０．０１；Ｄｒ=０．０８Ｄｒ=０．２０

：α＝９０。α＝６０。：α＝９０。α＝９０。

高速移相器設置母線は母線1２

6ｍａｘ

Ｐ ６

-6,,,ａｘ

図５．７通常型高速移相器の制御ブロック図

表5.4通常型高速移相器の最適パラメータ

Ｋ Ｚｉ必喝●●●●●ー一ｏ~一旬●●ー●●●●●ー●｡ー●●●●●●●函心●ー●●●●●●●●●ーＣ一一一一●◆●●●●◆●●●●●●ｅ●●●e

０．５３４．００．９００．０

高速移相器設置母線は母線１２，６max＝10.0。

-１０６－

0.0

-１０７－

上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電

機の位相角（月画994ＭＷ,６max■10.0.,ＢｕｓNo.１２）

図５．６パラメータを再最適化したときの時間応答波形

0

10

§，＆

００００

●●●●

０２０２３

おむ里重き①①品

０

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-10

０ １２３４５６７８０１２３４５６７８

御パラメータ再最適化 （bノパラメータ固定

茎§

０１雪＆

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００２１

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1.5

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ｌＯＩｌＯＩＩ

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、１０、ロ U 2 ０

、

/、Ｌ_／－

0 １０１０１０

高速移相器と同様に評価関数JT､を用いて，Ｊｒを最小とするゲインと時定

数を用いた。表５．４に最適パラメータを示す。図５．８に通常型とファジィ

論理型スイッチング制御方式の時間応答波形を示す。図(a)は通常型高速

移相器，図(b)はファジィ論理型スイッチング制御の高速移相器の応答波

形を示す。この時の負荷状態は100％である。図５．８に見られるように，

提案するファジィ論理型スイッチング制御方式が通常型制御方式よりも

系統動揺の減衰特性が若干良くなっている。このときの評価関数みの値

は提案する制御方式の場合に.ﾉｳ､＝４３，通常型制御方式の場合にノウ.＝5.6であった。

5.1.5高速移相器制御の可変ケインの採用(24）

高速移相器の場合にもＳＶＣと同様に提案するファジィ論理型スイッチ

ング制御方式の制御ゲインＧ(ｋ)を定常時と事故時で変更することによっ

て，事故整定時間を短くすることができる。過渡時と定常時の制御ゲイ

ンを変えるためには，前章で述べた図４．１２に示すように制御パラメータ

ルを変化させている。町を変化させることによって，系統動揺抑制後速

やかに制御を完了することが可能となる。

定常状態から過渡状態への移行は以下の条件による。

|△P(た)|>０１p〃または６(A)>3.0°のとき

Dバﾙ)＝Ｄ７ｏｐｔ

また，過渡状態から準定常状態への移行は以下の条件による。

|△P(ﾉﾋ)|≦0.1p〃かつ６(ｋ)雲3.0.のとき

Dγ(ｋ)＝Ｄｒ(けり耐

(5-1）

(5-2）

ただし，

Ｄ〃＝1.004

１Dr(A)'二D,ｍａｘ

である。

可変ケインを採用したときの高速移相器の制御パラメータは可変ケイ

-１０８－

0 １２３４５６７８０１２３４５６７８

同通常型HSPＳ （bノファジイ論理型HSPS

－１０９－

上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電

機の位相角（Ｊ１Ｆ７４３ＭＷ,６max■10.0.,ＢｕｓNo.１２）

図５．８ファジィ論理型高速移相器と通常型高速移相器の時間応答波形

0

10

００００

０

●●●●

１５０２０２３

菅＆争逢』の堂。ｑお古塁重き①。＆

1.5

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-10

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ｌＩＩＩＯｌ

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Ｖ

Ｉ ＩＯｌＩＩ１

ンを採用しない場合の最適パラメータ，すなわち表5.2のパラメータをそ

のまま用いた。図５．９は高速移相器の制御に可変ゲインを採用した場合と

しない場合の応答波形の比較を示す。図(a)は固定ゲイン，図(b)は可変

ゲインの場合の応答波形を示す。この時の負荷状態は１００％である。た

だしＤﾉoptは最適パラメータの０．０８にDrmaxは０．３０に設定している。図

5.9よりわかるとおり，制御ゲインＧ(ｋ)を可変とすることによって，若干

系統動揺に対する減衰特性は悪くはなるが，Ｄｒを変化させることによっ

て制御を速やかに完了することができる。また，安定運転極限電力を調

べた結果，可変ゲインを採用しない場合と変わらなかったため，可変ゲ

インを採用することによる制御性能の劣化は見られなかった。

5.2高速移相器とＰＳＳとの協調制御(2')~(23）

高速移相器とＰＳＳとの協調制御は，ＳＶＣと同じく図４．１の５機無限大母

線系統を用いて検討を行った。高速移相器と４，５号発電機に設置する

ＰＳＳとの協調制御を考える場合の各制御装置のパラメータの最適化方式

としては，ＳＶＣの場合と同様に，

(1)高速移相器，ＰＳＳのパラメータの同時最適化

(2)高速移相器を設置した状態でのＰＳＳの制御パラメータの最適化

(3)ＰＳＳを設置した状態での高速移相器の制御パラメータの最適化

の３通りが考えられるが，計算の煩雑さを考え，本研究では(2)，(3)の２

通りについて検討したが，ＰＳＳを設置した状態で高速移相器の制御パラ

メータを最適化した方がより実際的であるため，本論文では(2)について

の結果のみを示す。

ファジィ論理型ＰＳＳの最適パラメータ，および通常型ＰＳＳの最適パラ

メータは表４．１２，表４．１３のパラメータを使用し，表5.5にＰＳＳ設置時の高

速移相器の最適パラメータを示す。高速移相器の設置母線は母線１２，

６ｍａｘ＝10.0｡，負荷状態は100％で最適化を行った。

高速移相器を母線１２に設置し，さらにＰＳＳを４，５号発電機に設置した

状態でそれぞれの制御装置の単独制御，同時制御，協調制御を想定した

シミュレーションを行い，安定運転極限電力を求めた結果を図５．１０に示

-１１０－

０

１５

音＆寺連句堂ＣＱ

Ｏ

Ｏ

Ｏ

２

１

０１

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０００

●●●

０２０２

おぢ旦守雲〕①の品

-１１１－

上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電

機の位相角（乃＝743ＭＷ,６max画10.0.,ＢｕｓNo.１２）

図５．９可変ケインと固定ケインの時間応答波形

０

へ恩逗の農遥

-10

0.3

句０．２０．１

０0 １２ ３ ４ ５ ６ ７ ８０１２３４５６７８

同固定ゲイン 何可変ケイン

／

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０００１１１０

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Ｖ

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Ｖ

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』一』

iMmeISeqノ０ １００１０１

表５．５高速移相器の最適パラメータ（ＰＳＳ設置時）

ＤｒＡ ｓα ( ｡ ）一■●Ｇ●■Ｃ●●●●●●●●●●●◆●◆●●●●ーーー■ー｡◆●●●●●｡●●●●●Ｃ●｡Ｃ●●●●●●●●●巴●●｡。●●●●●●●合●●●●｡●●◆●●●●●●●●●●●●■●●●●■●●●●●●●●●●●●－●●●

ＰＳＳなし０．２８０．０８９０．０

ＦＬＰＳＳ設置1．４００．０７７０．０

ＣＰＳＳ設置０．２１０．０８９０．０

リセットフィルタの時定数

Zhl＝４０s,zh2＝o5s,zh3＝0.5ｓ

高速移相器設置母線は母線１２，６max＝10.0。

（夢弓巳５－届息彦●由冒③程漫Ｕ

1050

900

SＳ

1000

０

850

-１１２－

950

５

図５．１０高速移相器とＰＳＳによる安定運転極限電力

（ＨＳＰＳ＊:協調制御）

(deg.）

1０ 1５ 2０

６ｍａｘ

す。同図において，横軸には高速移相器の最大移相量をとっている。た

だし，高速移相器と通常型ＰＳＳの協調制御の場合は高速移相器の制御パ

ラメータが，通常型ＰＳＳを設置した場合としない場合でほとんど変わら

なかったため，本文では高速移相器と通常型ＰＳＳの同時制御の場合の結

果のみを示す。ＳＶＣの場合と同様に同時制御とは高速移相器あるいは

ＰＳＳの制御パラメータを別個に最適化したパラメータを使用した場合を，

協調制御とはＰＳＳを設置して高速移相器の制御パラメータを最適化した

パラメータを使用した場合を定義している。

図５．１０に示されるように高速移相器とPSSを併用することにより安定

運転極限電力は大きくなり，また高速移相器とファジィ論理型PSSの協

調制御を実施した場合に最大の安定運転極限電力が得られている。図で，

高速移相器の単独制御が高速移相器と通常型PSSとの同時制御より大き

い安定運転極限電力を示す部分があるが，これは高速移相器と通常型

ＰＳＳの制御パラメータを100％負荷状態で最適化していることと，通常型

ＰＳＳが特定のモードを対象として最適化されているため，運転状態が変

化し系統の動揺モードが変わった場合にその制御‘性能が劣化していくこ

とによるものと考えられる。

表5.6には，高速移相器の最大移相量を６max＝10.0.として単独制御，同

時制御，協調制御の場合の評価関数.ﾉｸ,と安定運転極限電力を示す。先に

も述べたようにＡＶＲ，調速機のみの場合の安定運転極限電力は300ＭＷ

であり，高速移相器あるいはＰＳＳを設置することにより系統動揺の減衰

特性を改善し，安定運転極限電力を大幅に拡大できることがわかる。表

5.6に示されるように，高速移相器とファジィ論理型ＰＳＳとの協調制御に

より最大の安定運転極限電力が得られている。安定運転極限電力内で評

価関数､ﾉｹ,の値をみたとき，高速移相器と通常型ＰＳＳの同時制御の場合に

動揺減衰特性が大幅に改善されていることもわかる。ただし，先に述べ

た理由により安定運転極限電力は若干小さくなっている。

図５．１１と図５．１２に各場合の代表的な時間応答波形を示す。図５．１１の(a）

の実線が負荷状態89％(Flr-859MW)時の高速移相器(6max＝10.0｡)の単独

制御，点線が通常型ＰＳＳの単独制御の場合で，（b)の実線が負荷状態77％

(Ｂ＝983ＭＷ)時の高速移相器(6max-100｡)と通常型ＰＳＳの同時制御，点

-１１３－

表5.6評価関数､ﾉｹと安定運転極限電力

ＰｏｗｅｒＦｌｏｗＬｏａｄＳｉｚｅＡＶＲ,Gov・ＣＰＳＳＦＬＰＳＳＨＳＰＳＨＳＰＳＨＳＰＳＨＳＰＳ＊

乃 (ＭＷ）（ %） o n l y C P S S F L P S S F L P S S

７４３１００ u n s t a b l e 2 5 3 . 3 ２．２４．３１．９１．８１．７

８４８９０ 6 8 6 . 2 ３．７７ ．６３．８１．７１．８

８５９８９ 7 8 1 . 6 ４．０８．３４．２１．８１．８

８６９８ ８ １ ｍ ｇ ⑱ b l e ４ ．４９．２４．７１．８１．９

９００８ ５ ６ ． ４ １ ３．９６．７２．１２．２

９５３８０１４．８４０．１１４．４３．５３．６

９６２７９ u n s t a b l e ５５．８１７．７４．２４．１

９ ８ ３ ７７ 1 2 6 . 2 ３１．５６．４５．５

９９４７６ 1 7 2 . 3 u n s t a b l e ８．６６．７

１００ ３ ７ ５ １ ｍ 麺 b l e １３．２８．６

１０１４７４皿 s t a b l e １２．３

１０２４７３ u n s t a b l e

(ＨＳＰＳ＊:協調制御，ＨSPS:6max＝10.0.,BusNo.12）

－１１４－

線が高速移相器(６max＝10.0｡)の単独制御の応答波形を示す。図５．１２の(a）

の実線が負荷状態７５％(乃＝lOO3MW)時の高速移相器(６max＝10.0｡)とファ

ジィ論理型ＰＳＳの同時制御，点線が高速移相器(６max-lO､0｡)の単独制御，

(b)の実線が負荷状態74％(乃＝1014ＭＷ)時の高速移相器(６max＝10.0｡)と

ファジィ論理型ＰＳＳの協調制御，点線が高速移相器(６max＝10.0｡)とファ

ジィ論理型ＰＳＳの同時制御の応答波形を示す。図に示されるように，高

速移相器とＰＳＳとを併用することにより系統動揺の減衰特性が大幅に改

善されているとともに，高速移相器の単独制御では安定化ができない動

作点においても安定化することが可能となった。またファジィ論理型

ＰＳＳとの同時制御では安定化できない動作点においてもファジィ論理型

ＰＳＳとの協調制御を行うことによって速やかに安定化できていることが

わかる。この図においても，系統動揺の減衰特性が高速移相器とファ

ジィ論理型ＰＳＳとの協調制御の場合に大幅に改善されていることがわか

る。

●

-１１５－

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●●●

０２０２

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0 １２３４５６７８０１２３４５６７８

向実線-ＨSPS,点線-CPＳＳ（９画859ＭＷ）〃実線-HSPS＋ＣPSS,点線宮ＨＳＰＳ（ら＝983ＭＷ）

-１１６－

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上から設置母線の送電電力,ＨSPSの移相壁,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電機のPSSの補助安定化信号（HSPS6max-lO､0.,BusNo.１２）

図５．１１高速移相器とＰＳＳによる時間応答波形

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１５

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-１１７－

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上から設憧母線の送電電力,ＨSPSの移相量,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,4号発電機のPSSの補助安定化信号（HSPS6max＝10.0.,BusNo.12,HSPS*:協調制御）

図５．１２高速移相器とＰＳＳによる時間応答波形

-0.1

-10

０ １２３４５６７８０１２３４５６７８

御実線-HSPS+FLPSS,点線-HSPS(ら＝１００３ＭＷ）〃実線-HSPS寧十FLPSS,点線-HSPS+FLPSS(母＝１０１４ＭＷ）

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5.3結論

本章では，高速移相器を用いた電力系統安定化制御方式を提案した。

高速移相器の場合にも，そのスイッチング制御方式はＳＶＣと同様に，

ファジィ論理型スイッチング制御を適用し，計算機によるディジタルシ

ミュレーションを行った。その結果，次のことが明らかになった。

（１）本研究で例題系統として用いた5機無限大母線系統での高速移相器の

最適設置母線はＳＶＣの場合と同様に母線１２であり，高速移相器のフア

ジィ論理型スイッチング制御方式の制御入力として高速移相器設置母

線の受電電力より送電電力を使用した場合に良好な制御が行えること

がわかった。

(2)高速移相器の容量や電力系統の運転状態が変わった場合には，それ

に応じた制御パラメータの変更を行うことが最適な安定化制御を行う

ためには望ましいが，提案するファジィ論理型スイッチング制御方式

では制御パラメータを系統の状態に応じて変更してもその制御性能は

ほとんど変化しなかった。すなわち，提案する制御方式はロバスト性

に優れており，高速移相器の容量や電力系統の運転状態が変わっても，

制御パラメータの調整をしなくても十分な制御性能が得られることが

わかった。

(3)高速移相器の場合にも，提案するファジィ論理型スイッチング制御

方式を一般に使用されている位相補償制御方式と比較してみると，系

統動揺に対する制御性能において，提案する制御方式の方が優れてい

ることが明らかになった。

(4).高速移相器のファジィ論理型スイッチング制御方式に可変ゲインを

採用することによって，ほとんど制御性能が劣化することなく，速や

かにスイッチング制御を完了することができた。

(5)高速移相器とＰＳＳを併用することにより，高速移相器の単独制御の

場合よりさらに安定運転極限電力を増大することができるとともに，

系統動揺の減衰特性も改善され，高速移相器とファジィ論理型ＰＳＳの

協調制御の場合に，最大の安定運転極限電力を得ることができた。

-１１８－

6.1直列コンデンサの電力系統安定化制御(35)~(31),(料).(41）

直列コンデンサの場合にも図4.1の５機無限大母線系統を例題系統とし

てその制御性能の検討を行った。外乱も同様に，シミュレーション開始

後０．３秒後に母線１２，１３間の平衡2回線のＦ地点で三相地絡事故，４サイク

ル事故継続後当該事故回線遮断を想定し，シミュレーション時間は８秒

に設定している。直列コンデンサは母線６，１３間にモジュールリアクタ

ンスＸｂ＝-0.001puを１２台設置し，定常状態には前述したとおり既に６台投

入されている。直列コンデンサの制御入力として無限大母線に流れ込む

潮流丹をマイクロコンピュータ内に取り込んでいる。

提案するファジィ論理型スイッチング制御を直列コンデンサに適用す

るに際して，制御パラメータ伽，Ｄγ，αの最適化には，高速移相器の場

合と同様に制御信号Ｕ(A)を考慮しない離散型二次評価関数JT･を用いて順

序付最適化手法により行った。表６．１に直列コンデンサの最適パラメータ

および直列コンデンサとの協調制御時の通常型ＰＳＳ，ファジィ論理型

ＰＳＳの最適パラメータを示す。最適化には，負荷状態１００％(ＦＩＩ＝743ＭＷ）

のもとで，前述の外乱を用いて行った。直列コンデンサの最適パラメー

タはＰＳＳを外した状態で，協調制御の最適パラメータは直列コンデンサ

を設置した状態でＰＳＳの制御パラメータの最適化を行った。また，サン

プリング時間は△ｒ＝l/120秒に設定している。

図６．１に各制御装置を使用した場合の安定運転極限電力を示す。ＰＳＳを

設置することにより，あるいは直列コンデンサを設置することにより大

幅に安定運転極限電力を拡大できる。図６．２に直列コンデンサ，ＰＳＳによ

る制御を行った場合の無限大母線へ流れ込む潮流乃と評価関数.ﾉｸ,の関係

を示す。縦軸に.ﾉｸ、，横軸にf1rをとっている。図に示されるように，直列

コンデンサとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御の場合には，安定限界付近

になっても.ﾉｳ,が他の制御装置に比べ小さく，系統動揺に対する減衰特性

がきわめて優れている。直列コンデンサの単独制御では，ファジィ論理

型ＰＳＳの単独制御に比べ.ﾉｸ､が大きく減衰特性は悪いが安定運転極限電力

一

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第６章他のＦＡＣＴＳデバイスによる電力系統安定化制御

表6.1直列コンデンサとＰＳＳの最適パラメータ

(1)直列コンデンサ

ＬｏｃａｔｉｏｎＡｓ Ｄｒα ( ｡ ）Ｊｒニニニニニニニーーーーーーーﾆー ｰー ｰー ｰ＝二二二=ニーーーーーー＝等争舎÷吾令●●●缶●●缶●●●●●ｅ●巳｡●●●●●ｅ●●●●●●●｡●｡●●●●●●●Ｇ●●●●●●●｡●毎●｡■号●●●毎●｡●｡●●●●●●●●●●の●●●●■●●■■●●Ｇ●Ｃ●■Ｃ●ｅ●●Ｐ■やｐ■｡●●

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リセットフィルタの時定数

Zhl＝4.0s,Zh2＝０４s,Zh3＝0.4ｓ

Ｘｂ＝-0.001pu,２Ｍ=１２台

(2)通常型ＰＳＳ

ＺｉＫＺｉ亀ＺＺｌ竃〃ｍａｘニーニー舌ニーーーーーーーーーーーー＝＝==きき＝舎舎昔昔舎舎告吾舎令●●●の●●●●●●ｅ●●｡●｡●ｍ■Ｐ｡⑤写●印●｡●●凸●●●の●●｡●●●●●●●●■｡●●■｡●●■ｃ●●●③●●ｂ●●■●印●●ら●●●●●●●●｡｡●｡●■■●●●●■毎●●■●■●●●Ｃ●印●●勺●守●●●●●●●●凸●●●●●●●缶●●巴●｡■のｐＣ●■ｐ□●ｐ■■｡●“Q

単独制御０．１０．４．００．２０．５０．１０．０５０．１

協調制御０．１５４．００．２０．５０．１０．０５０．１

直列コンデンサ：Ｂｕｓ６－１３Ｘｂ＝-0.001ｐｕ２Ｍ=１２台

(3)フアジイ論理型PＳＳ

Ｄｒ４ｓα ( ｡ ）．．．．．．．三三一一三三＝三三=三三三一-一一一冒一．．．．合．．②．．．．．．。・・・や・・ｃ・・・・・・・・函・・・・・－・“・・・・・◆~ｃ“◇●●●●“●~●~ｃ－ＣＤ函●ーーー●ー｡①●｡●｡●●~●●●

単独制御０．３００．０６３０．０

協調制御０．３００．６０３０．０句．．．．．．．．．．｡．．．．．．②．．．．．．．．．◇．．．.．◆．．．．.．．．．．．．．｡．■ｃ・Ｃ・・■Ｇ■勺｡④｡■・・・・・・・・・・・・・●・・・・・・・・・ｑａ・■ｃ・・■｡■｡●缶●■＝｡●●ｃ●●●●●●●●●●●●●●●●

リセットフィルタの時定数

Zhl-4.0s,Z)?2‐05s'zh3＝０５ｓ

直列コンデンサ：Ｂｕｓ６－１３Ｘｂ＝-0.001ｐｕ２Ｍ=１２台

-１２０－

図６．１安定運転極限電力(ＡＶＲ,ＰＳＳ,ＴＣＳＣ）

/１銅

霞300MＷＡＶＲ

８５９ＭＷＣＰＳＳ

９５２ＭＷＦＬｊＰＳＳ

９９４ＭＷＴＣＳＣ

(121ｍits） |／

０２００４００６００８００１０００１２００

CritiicalPowerFlow(ＭＷ）

－１２１－

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」

△1００ ＣＰＳＳ

○ＦＰＳＳ

□ＴCSC△ＴＣＳＣ－ＣＰＳＳ

ＯＴＣＳＣ－ＦＰＳＳ

×①で仁一①○厘ｍＦこ』○七①ｑ

16m＠

4０

図０１

1ｍ8 0 0 ９００１０００１１００

Powerflow(ＭＷ）

図６２直列コンデンサとＰＳＳの制御性能

では上回っている。離散的な制御しか行えない直列コンデンサに，通常

型ＰＳＳを加えた協調制御では，ファジィ論理型ＰＳＳとほぼ同等の制御性

能を有し，安定運転極限電力も８０ＭＷ拡大される。直列コンデンサと

ファジィ論理型ＰＳＳの協調制御では，さらに減衰特性が改善され安定運

転極限電力も拡大されている。各制御装置のパラメータは１００％負荷状

態で決定したもので，直列コンデンサとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御

の場合に最もロバスト性に優れていることがわかる。

直列コンデンサ，ＰＳＳによる制御を行った場合の時間応答波形を図６．３，

図６．４，図６．５に示す。図６．３の(a)はファジィ論理型ＰＳＳの単独制御，（b）

は直列コンデンサの単独制御の波形で，負荷状態は80％(ｊＥｌｒ＝953ＭＷ)で

ある。（b)では事故が起こり発電機の有効出力が変化すると同時に，コン

デンサを投入し安定化が図られている。図６．４の(a)は直列コンデンサと

通常型ＰＳＳの協調制御，（b)は直列コンデンサとファジィ論理型ＰＳＳの協

調制御の波形で，負荷状態は(a)と同じく８０％である。直列コンデンサと

ＰＳＳの協調制御を行うことによって，減衰特性を改善することができる。

図６．５の(a)はファジィ論理型ＰＳＳの単独制御，（b)は直列コンデンサと

ファジィ論理型ＰＳＳの協調制御の波形で，負荷状態は68％(乃＝lO75MW）

である。ファジィ論理型ＰＳＳのみでは安定化できない運転状態であって

も，直列コンデンサによって第１波を抑えることができ安定運転極限電

力を大きくすることができる。

6.2制動抵抗の電力系統安定化制御“"）

制動抵抗の場合も図４．１の5機無限大母線系統を例題系統としてその制

御性能の検討を行った。外乱も同様に，シミュレーション開始後0.3秒後

に母線１２，１３間の平衡2回線のＦ地点で三相地絡事故，４サイクル事故継

続後当該事故回線遮断を想定し，シミュレーション時間は8秒に設定し

ている。制動抵抗の設置母線は，制動抵抗が発電機の加速エネルギーを

吸収するために設置される装置であることから，発電機のそば，つまり

発電機母線１から母線５に設置する。制動抵抗の容量はｌＯＯＭＷ，200ＭＷ

の２種類に設定する。制動抵抗の制御入力として，その設置母線の発電

-１２２－

０ １

０

０

２

０

２

奇＆堂〔正』皇。ｑ

-１２３－

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＴＣＳＣの投入台数,PSSの補助安定化信号（〃＝953MＷ）

図６．３直列コンデンサとＰＳＳの時間応答波形

０００

０

●●●

１５０２０２

言＆寺連句三足お言里守建画の①品

２ ５

６０６－

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６３４

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－１２４－

図６．４直列コンデンサとＰＳＳの時間応答波形

０００

０

●●●

１５０２０２

青＆寺連句室＆お石亀争逢画①の品

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伽7℃SC+FLPSS☆

７６５

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０

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＴＣＳＣの投入台数,ＰＳＳの補助安定化信号（〃＝953MＷ,CPSS*:協調制御,FLPSS*:協調制御）

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-１２５－

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＴＣＳＣの投入台数,ＰＳＳの補助安定化信号（丹＝lO75MW,FLPSS*:協調制御）

図６．５直列コンデンサとＰＳＳの時間応答波形

０００

０

１５０２０２

奇＆守逢句宝＆お古旦争逢画①輿吋

０

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２０２

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timeISeGノｌＯＩＩｌＩＩ

ーワーヮア

機の電気的出力尾をマイクロコンピュータ内に取り込んでいる。

提案するファジィ論理型スイッチング制御の制動抵抗の制御パラメー

タ小，Ｄｒ，αの最適化は，高速移相器の場合と同様に制御信号Ｕ(ｋ)を考

慮しない離散型二次評価関数‘ﾉrを用いて順序付最適化手法により行った。

制御パラメータの最適化は各母線毎に行い，制動抵抗の容量は200ＭＷに

した。表６２に制動抵抗の最適パラメータおよび制動抵抗との協調制御時

の通常型ＰＳＳ，ファジィ論理型ＰＳＳの最適パラメータを示す。最適化に

は，負荷状態100％(Ｂ＝743ＭＷ)のもとで，前述の外乱を用いて行った。

制動抵抗の最適パラメータはＰＳＳを外した状態で，協調制御の最適パラ

メータは制動抵抗を設置した状態でＰＳＳの制御パラメータの最適化を

行った。また，サンプリング時間はＡＴ＝l/120秒に設定している。

図６．６に１００ＭＷおよび200ＭＷの制動抵抗を設置した場合の安定運転極

限電力を示す。制動抵抗を設置することにより，また容量を大きくする

ことにより大幅に安定運転極限電力を拡大できる。図６．７に制動抵抗，

ＰＳＳによる制御を行った場合の無限大母線へ流れ込む潮流月と評価関数

･ﾉﾝ,の関係を示す。制動抵抗は母線4に設置している。図に示されるよう

に，制動抵抗の容量が200ＭＷの場合には単独制御あるいはＰＳＳとの協調

制御にかかわらず優れた減衰特性 が 得 ら れ ， 安 定 運 転 極 限 電 力 が

1105ＭＷまで大きくなっている。制動抵抗の容量が１００ＭＷの場合には

200ＭＷに比べ減衰特性の劣化が著しい。

制動抵抗，ＰＳＳによる制御を行った場合の時間応答波形を図６．８，図

６．９，図６．１０，図６．１１に示す。図６．８の(a)は容量ｌＯＯＭＷの制動抵抗の単

独制御，（b)は容量200ＭＷの制動抵抗の単独制御の波形で，負荷状態は

75％(乃＝1003ＭＷ)である。（b)の方が制動抵抗の容量が大きいため，吸

収できる加速エネルギーも大きく減衰特性に優れている。図６．９の(a)は

100ＭＷの制動抵抗の単独制御，（b)は100ＭＷの制動抵抗と通常型ＰＳＳの

協調制御の波形で，負荷状態は80％(乃＝953ＭＷ)である。ＰＳＳとの協調

制御を行うことによって，減衰特性を改善することができる。図６．１０の

(a)は100ＭＷの制動抵抗とファジィ論理型ＰＳＳの協調制御，（b)は200ＭＷ

の制動抵抗とファジィ論理型ＰＳＳの協調制御の波形で，負荷状態は80％

(巧＝953ＭＷ)である。通常型ＰＳＳとの協調制御に比べファジィ論理型

-１２６－

表６．２制動抵抗とＰＳＳの最適パラメータ

(1)制動抵抗

Ａｓ ＤｒＬｏｃａｔｉｏｎα ( ｡ ）

＃１ ０． ３０ ０． ０２３０．０

＃２０．６００．０２ ４０．０

＃３０．７００．０２ ７０．０

＃４０．２００．０２３０．０

リセットフィルタの時定数

恥l＝4.0s,Zh2＝0.5s,畷3＝0.5ｓ

制動抵抗:200ＭＷ

(2)通常型ＰＳＳ

ＫＺｉｎ巧晒 遇 〃 ｍ ａ ｘ

単独制御０．１０４．００．２０．５０．１０．０５０．１

協調制御０．２０４．００．２０．５０．１０．０５０．１

制動抵抗:ＢｕｓNo.４２００ＭＷ

(3)ファジィ論理型ＰＳＳ

Aｓ Ｄｒ α(｡）

単独制御０．３００．０６３０．０

協調制御０．３００．３０３０．０

リセットフィルタの時定数

恥l＝４０s,Zh2‐0.5s,Zh3＝0.5ｓ

制動抵抗:ＢｕｓNo.４２００ＭＷ

－１２７－

屯 ｡

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パ￥ 堂I

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ＧＧＧ○

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蕊743MＷＩ

1００３ Ｍ~Ｗ

蕊灘;蕊灘;灘繍;繍繍灘繍霞０２００４００６００８００１０００１２００

Critic2llPoWerFloW(ＭＷ）

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１２３

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１１０５ＭＷ

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×ので仁一①○こむ戸這○七①Ｑ

１１０５ＭＷ§蕊認溌騨Ｉ#４Ｇ

Ⅱ■

０１

ロ

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０ Ｚ Ｏ Ｏ ４ ０ ０ ６ ０ ０８００１０００１ Z O O

CriticalPowerFlow(ＭＷ）

図６．６安定運転極限電力(制動抵抗）

ロ

２

Powerflow(ＭＷ）

図６．７制動抵抗とＰＳＳの制御性能

１

－１２８‐

8 0 0 ９００１０００１１００、

菅＆寺連虻国

0.0

０００

０

００

２０２１５０２０２

奇昌堂黒一句壁。ｑ奇＆守漣句堂＆お古亀守菩の①（分

-１２９－

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダク

タンス,ＰＳＳの補助安定化信号（月＝１００３ＭＷ）

図６．８制動抵抗の時間応答波形

０１２ ３ ４ ５ ６ ７ ８０１２３４５６７８

同ＢＲ仰u,州 （bﾉBFW2pu,抑

-0.1

-2.0

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2.0

0.0

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ＩＯＩＩＩＩｌ

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０

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２０２１５

言＆差〔迂句童。ｑ言＆寺連句堂＆

-１３０－

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダク

タンス,ＰＳＳの補助安定化信号（月＝952ＭＷ,CPSS*:協調制御）

図６．９制動抵抗とＰＳＳの時間応答波形

０００

０２０２

軍百塁守迭ｂの①品

(bﾉ朋ｲpU）+CPSS＊

０１２３４５６７８０１２３４５６７８

-0.1

0.0

2.0言＆寺逢匡、

同ＢＲｲpuノ

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０００

０

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２０２１５０２０２

言＆宝是』皇。旦冒＆守碧①宝。ｑ透百塁守菩。①品

-１３１－

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダク

タンス,ＰＳＳの補助安定化信号（け画952ＭＷ,FLPSS*:協調制御）

図６．１０制動抵抗とＰＳＳの時間応答波形

(bﾉＢＲ(2pU）+FLPSS＊同ＢＲｲpUﾉ+FLPSS＊

０１２３４５６７８０１２３４５６７８

2.0青昌守逢匡、

0.0

-0.1

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1 1 0 1 0 1 0

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２０２１５０２０２

言＆全〔置句堂ＣＱ奇＆寺連句宝ＣＱお盲旦守菩①①（針

０１●●

２０

茎監

-１３２－

(bﾉ朋仁pU）+FLPSS＊

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダクタンス,ＰＳＳの補助安定化信号（局．１１０５ＭＷ,FLPSS*:協調制御）

図６．１１制動抵抗とＰＳＳの時間応答波形

-0.1

0.0

2.0奇＆

御ＢＲｲpUﾉ+FLPSS☆

０１２ ３４５６７８０１２３４５６７８

青＆守逢盟山区

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WWWWWWWWＩＯＩＩＩＩＯ

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ｌ ＩＩＩＢＯＩ

ＰＳＳの制御能力が優れているため，系統動揺が速やかに整定されている。

図６．１１は図６．１０と同じ制御装置で系統の運転状態が違う場合(負荷状態

65％)の波形を示す。ｌＯＯＭＷの制動抵抗とファジィ論理型ＰＳＳの協調制

御では安定化できない運転状態であっても，制動抵抗の容量を大きくし

加速エネルギーを多く吸収することによって安定運転極限電力を大きく

することができる。

6.3制動抵抗とＳＶＣの協調制御による電力系統安定化制御“')~(43）

制動抵抗とＳＶＣの協調制御の場合も図４．１の５機無限大母線系統を例題

系統としてその制御性能の検討を行った。外乱も同様に，シミュレー

ション開始後０．３秒後に母線１２，１３間の平衡2回線のＦ地点で三相地絡事

故，４サイクル事故継続後当該事故回線遮断を想定し，シミュレーショ

ン時間は８秒に設定している。制動抵抗は発電機母線４に，ＳＶＣは母線７

から１２のいずれかに設置する。制動抵抗の容量は１００ＭＷに，ＳＶＣの容

量は100ＭＶａｒ，200ＭＶａｒに設定する。ここでは，制動抵抗の制御入力と

して，その設置母線の発電機の電気的出力尾を，ＳＶＣの制御入力として，

その設置母線の送電電力をマイクロコンピュータ内に取り込んでいる。

制動抵抗とＳＶＣの協調制御を行う場合には，制動抵抗の制御パラメー

タ小，Ｄｒ，αは前節で求めた最適パラメータに固定し，ＳＶＣの制御パラ

メータ血，Ｄｒ，αを制動抵抗(100ＭＷ，母線4)を設置した状態で最適化

する。制御パラメータの最適化はＳＶＣ設置母線毎に行い，この時のＳＶＣ

の容量は200ＭＶａｒである。表６．３にＳＶＣの最適パラメータを示す。最適

化には，負荷状態100％(身＝743ＭＷ)のもとで，前述の外乱を用いて行い，

ＰＳＳは設置していない。なお，この場合もサンプリング時間はＡＴ＝1/120

秒に設定している。

図６．１２に制動抵抗とＳＶＣの協調制御を行った場合の無限大母線へ流れ

込む潮流局と評価関数JTの関係を示す。制動抵抗は母線4に設置し，容

量は１００ＭＷである。上の図がＳＶＣの容量が200ＭＶａｒの場合，下図が容

量がｌ００ＭＶａｒの場合である。ＳＶＣの設置母線が母線7および母線８の場合

には他の母線に比べ減衰特性の劣化が大きい。これは，母線7および母

-１３３－

表６．３ 制動抵抗とＳＶＣの協調制御時のＳＶＣの最適パラメ

ＡＳ ＤγL o c a t i o n α ( ｡ ）

＃ ７ ０ ． ２ ０ ０．２０３０．０

＃ ８ ０ ． ５ ０ ０．１０３０．０

＃９０．８００．５０３０．０

＃１００．１０ ０ ． ５ ０ ３ ０ ． ０

＃１１０．１００．３０３０．０

＃ 1２０．１００．３０３０．０

リセットフィルタの時定数

Zhl＝4.0s,Zh2＝０５s,Zh3＝０５ｓ

ＳＶＣ:200ＭＶａｒ,制動抵抗:ＢｕｓNo.４１００ＭＷ

-１３４－

ー タ

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１ 弓Ｈ１＃４

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図６．１２

Powerflow(ＭＷ）

制動抵抗とＳＶＣの協調制御(上段:SVC200MVar下段:lOOMVar）

-１３５－

線８がそれぞれ1号発電機，２号発電機のそばにあるため，この発電機に

対する動揺抑制効果は大きいが，系統全体に対する動揺抑制効果が少な

いこと，もともと設置母線の潮流が少ないために，外乱に対する制御入

力の変動が小さいことなどによると考えられる。

制動抵抗とＳＶＣの協調制御を行った場合の時間応答波形を図６．１３，図

6.14,図６．１５に示す。図６．１３の（a)はｌＯＯＭＷの制動抵抗を母線４に，

lOOMVarのＳＶＣを母線１０に，（b)はｌＯＯＭＷの制動抵抗を母線４に，

200ＭＶａｒのＳＶＣを母線１０に設置した場合の波形を示す。（b)の方がＳＶＣ

の容量が大きいため，調整できる無効電力量も大きく減衰特性に優れて

いる。図６．１４は同じくＳＶＣを母線８に，図６．１５はＳＶＣを母線１１に設置し

た場合の波形を示す。いずれの場合も負荷状態は75％である。母線１１に

設置した場合に系統全体に及ぼす無効電力量の影響が大きいため減衰特

性に優れていることがわかる。

-１３６－

2.0

０

０

０

２

１

０１

菅昌さ逗堂（置』ｇ一足言＆

言＆寺込虻、

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダクタンス,ＳＶＣのサセプタンス（月plOO3MW,SVC*:協調制御）

図６．１３制動抵抗とＳＶＣの協調制御時の時間応答波形

０１２３４５６７８０１２３４５６７８

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０００

５０２０２

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-１３７－

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冒昌さ活込（旨の

-2.0

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青＆守遥虻、

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０．０

１

０１

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0.0

伺朋(７叫十SVCｲ剛☆（bﾉＢＲｲpUﾉーSVC(2pU）＊上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダクタンス,ＳＶＣのサセプタンス（RI-lOO3MW,SVC*:協調制御）

図６．１４制動抵抗とＳＶＣの協調制御時の時間応答波形

０１２３４５６７８０１２３４５６７８

蚤＆

０００

０２０２

透官塁含進むの①品

-2.0

-１３８－

0.0

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言＆壷建ｇ二の

2.0

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伽elSeqノﾛ ロ００１１０

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、ノ、ﾝ－ノ

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2.0

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０

２

１

０１

雪昌へ活墨量（定』皇＆言＆

言＆守逢匡国

上から無限大母線に流れ込む潮流,4号発電機の有効出力,4号発電機の速度偏差,ＢＲのコンダクタンス,ＳＶＣのサセプタンス（乃口1003ＭＷ,SVC*:協調制御）

図６．１５制動抵抗とＳＶＣの協調制御時の時間応答波形

０１２３４５６７８０１２３４５６７８

同ＢＲ(pU）+SVC(Pu）＊（bﾉＢＲｲpUﾉ+SVC卸Uﾉ＊

５守建句宝＆

０００

０２０２

お盲塁守菩の①（分

0.0

-１３９－

００

２０

菅＆へ↑活蓮（旨の

-2.0

-2.0

、 ／、

、ノ

ＩＤＯ１０１１１

ｒＩｌ－Ｉ I/~、

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八／、／~、／ ~ 、 －

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１１１１

帥刀eｌＳｌＩ

eCノ

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、ロ０００１１

、 /、‐ 〆～

、ノ 、／

１１ＩＯＩＩＩ

6.4結論

本章では，ＳＶＣと高速移相器以外のＦＡCTSデバイスである直列コンデ

ンサと制動抵抗を用いた電力系統安定化制御方式を提案した。以前は機

械式しゃ断器によるオン・オフ制御の直列コンデンサが使用されていた

が，発電機軸ねじれ現象(３，)(ＳＳＲ:Sub-SynchronousResonance)による発

電機軸の折損事故が発生して以来使用されていなかった。しかし，近年

の送電電力増加の要請およびＮＧＨダンパの開発によりサイリスタスイッ

チを有する直列コンデンサが開発され，現在フィールド試験中である。

直列コンデンサと制動抵抗のスイッチング制御方式はＳＶＣと同様に，提

案するファジィ論理型スイッチング制御を適用した。これらのＦＡＣＴＳデ

バイスの電力系統安定化制御に対する制御性能についての検討を計算機

によるディジタルシミュレーションによりを行った。その結果，以下の

ことが明らかになった。

(1)ファジィ論理型スイッチング制御方式の直列コンデンサを設置する

ことによって安定運転極限電力を大幅に拡大することができた。本研

究では，モジュール型の直列コンデンサを使用しているため，離散的

な制御しか行えず，系統の状態に応じたきめ細かい制御は行えないが，

ＰＳＳとの協調制御を行うことによって，系統動揺の減衰特性は改善さ

れた。

(2)提案するファジィ論理型スイッチング制御方式を適用した制動抵抗

を設置することにより，他のＦＡＣＴＳデバイスと容量や設置の目的など

単純に比較することはできないが，他のＦＡＣＴＳデバイスに比べ最大の

安定運転極限電力を得ることができた。

(3)制動抵抗とＳＶＣとの協調制御を行うことによって，有効電力と無効

電力を同時に制御することができるために，系統動揺に対する減衰特

性が大幅に改善されることが明らかになった。

-１４０－

第７章総括

本研究では，近年注目を集めているＦＡＣＴＳデバイスの制御に従来のア

ナログ制御に代わるファジィ制御を適用した全く新しい電力系統安定化

制御方式を提案した。

提案する制御方式の有効性について検討するために，例題系統を用い

た計算機によるディジタルシミュレーションと電力系統解析シミュレー

タを用いたアナログシミュレーションを行った。以下に，本研究によっ

て得られた結論を各章別に要約して述べる。

第３章「制御方式」では，ＦＡＣＴＳデバイスの制御にファジィ論理型ス

イッチング制御方式を適用した新しい電力系統安定化制御方式を提案し

た。提案する制御方式は，実時間制御に適したもので，従来のアナログ

制御に比べ，電力系統の非線形性をそのまま反映でき，ソフトウェアを

介して容易にパラメータを変更することができる。さらに，提案する制

御方式は適用するＦＡＣＴＳデバイスが変わっても，そのままこの制御方式

が使えるという汎用性に優れた制御方式である。・

第４章「ＳＶＣによる電力系統安定化制御」では，ＳＶＣに対して提案す

るファジィ論理型スイッチング制御を適用した場合の，５機無限大母線

系統を例題系統としたシミュレーションについて述べている。この例題

系統ではＳＶＣの最適設置母線は母線１２で，制御入力としてはＳＶＣ設置母

線の送電電力より受電電力を使用した方が安定運転極限電力が拡大され

た。200ＭＶａｒのＳＶＣを母線１２に設置することによって，安定運転極限電

力を設置しない場合の３００ＭＷから983ＭＷまで大幅に拡大できた。また，

制御パラメータの最適化では，ＳＶＣの制御信号を考慮した評価関数JS妬

によって最適化した場合に，若干動揺減衰特性は劣化するものの速やか

にスイッチング制御を完了することができた。さらに提案する制御方式

はロバスト性に優れており，特定の動作点で制御パラメータを最適化す

ることにより，系統の状態，ｓｖｃの容量が変化しても再度制御パラメー

タの調整を行う必要がなく，十分な制御性能が得られることが示された。

通常型のｓｖｃと比較してみても，提案するファジィ論理型スイッチング

制御方式のｓｖｃの方が安定運転極限電力および系統動揺に対する減衰特

-１４１－

性，ロバスト性において優れていることを明らかにした。制御ケイン

Ｇ(A)を可変とすることによって評価関数みは小さくなるとともに，制御

を速やかに完了することができ，安定運転極限電力についても変わらな

かったため，可変ゲインを採用することによる制御性能の劣化は見られ

なかった。さらに，ＳＶＣとＰＳＳを併用することによって，安定運転極限

電力および系統動揺に対する減衰特性ともに優れており，ＳＶＣとファ

ジィ論理型ＰＳＳとの協調制御を行うことにより，最大の安定運転極限電

力を得ることができた。

次に，自励式の無効電力補償装置(ＳＶＧ)に提案するファジィ論理型ス

イッチング制御を適用し，４機無限大母線系統を例題系統としたアナロ

グシミュレーションを行った。その結果，通常型ＳＶＧに比べ，安定運転

極限電力が大きく，動揺減衰特性とロバスト性に優れていることが明ら

かになった。

第5章「高速移相器による電力系統安定化制御」では，高速移相器に対

して提案するファジィ論理型スイッチング制御を適用した場合の，ＳＶＣ

と同じように５機無限大母線系統を例題系統としたシミュレーションに

ついて述べている。この例題系統では制御入力としては高速移相器設置

母線の受電電力より送電電力を使用した方が安定運転極限電力が拡大さ

れた。この例題系統における高速移相器の最適設置母線は母線１２と考え

られ，最大移相量６max＝１０｡の高速移相器を母線１２に設置することによっ

て，安定運転極限電力を設置しない場合の300ＭＷから994ＭＷまで大幅

に拡大できた。また，提案する制御方式はロバスト性に優れており，特

定の動作点で制御パラメータの最適化をすることにより，系統の状態，

高速移相器の最大移相量が変化しても再度制御パラメータの調整を行う

必要がなく，十分な制御性能が得られることが示された。通常型制御方

式の高速移相器と比較してみても，提案するファジィ論理型スイッチン

グ制御方式の高速移相器の方が系統動揺の減衰特性が若干良くなってい

ることを明らかにした。高速移相器の場合には，制御ケインＧ(ｋ)を可変

とすることで評価関数ノウ.は多少は大きくなるが，Ｇ(A)を変化させること

によって制御を速やかに完了することができ，安定運転極限電力を調べ

た結果，可変ケインを採用しない場合と変わらなかったため，可変ケイ

-１４２－

ンを採用することによる制御性能の劣化は見られなかった。さらに，高

速移相器とＰＳＳとの協調制御を行うことにより，安定運転極限電力を拡

大することができるとともに，系統動揺の減衰特性が大幅に改善されて

いることが示された。高速移相器とファジィ論理型ＰＳＳの協調制御に

よって，最大の安定運転極限電力を得ることができた。

第６章「他のＦＡＣＴＳデバイスによる電力系統安定化制御」では，直列

コンデンサおよび制動抵抗に対して提案するファジィ論理型スイッチン

グ制御を適用した場合の，ＳＶＣと同様に5機無限大母線系統を例題系統

としたシミュレーションについて述べている。直列コンデンサを設置す

ることによって安定運転極限電力を，設置しない場合の300ＭＷから

994ＭＷまで大幅に拡大できた。また，提案する制御方式はロバスト性に

優れており，直列コンデンサとファジィ論理型ＰＳＳの協調制御を行うこ

とによって，さらに減衰特性が改善され安定運転極限電力も拡大される

ことが明らかになった。

制動抵抗についても同様に，200ＭＷの制動抵抗を発電機母線１，２，４，

あるいは５に設置することで安定運転極限電力を，設置しない場合の

300ＭＷから１１０５ＭＷまで大幅に拡大できた。また，制動抵抗とファ

ジィ論理型ＰＳＳの協調制御を行うことによって，さらに減衰特性が改善

され安定運転極限電力も拡大されることが示された。次に，制動抵抗と

ＳＶＣの協調制御を行ったが，有効電力と無効電力の制御が同時にできる

ために，系統動揺に対する減衰特性が大幅に改善されることが明らかに

なった。

ＦＡＣＴＳデバイスは，これまでの機械式しゃ断器の代わりに電力用サイ

リスタを開閉装置として使用することにより，機械式しゃ断器に比べ高

速．多頻度でしかも連続的な開閉を可能とする装置である。ＦＡＣＴＳデバ

イスは，個々のデバイスごとにそれぞれ特性を持ち，その目的に応じて

設置される。このＦＡＣＴＳデバイスを電力系統内に分散配置し，系統の状

態に即応して単独で，あるいは相互に連系して動作することによって，

電力系統の安定度の向上を図ることができる。すなわち，電力系統内に

直列あるいは並列に設置された抵抗Ｒ・コンデンサＣ・リアクトルＬを高

速に開閉し，有効電力Ｐ・無効電力ｇを制御することによって潮流およ

-１４３－

び電圧を自由に調整することが可能となり，ＦＡＣＴＳ本来の目的である送

電線の電力輸送能力を引き上げることができるとともに，過渡安定度・

定態安定度の改善を行うことが可能となることを，本論文において示し

た。

しかしながら，サイリスタスイッチは半導体素子であるため，現在問

題となっている高調波を発生する恐れがあり，その対策としては高調波

フィルタの設置などが考えられている。また，直列コンデンサを採用す

る場合には，発電機軸ねじれ現象(SSR)(35)の問題も発生してくるため，

この問題に対する検討および対策も必要となってくる。

提案するファジィ論理型スイッチング制御方式は制御規則および制御

入力となる信号も少なく，演算時間も短くて済むため，オンライン計算

機に対する負担が軽く実時間制御に適したものである。また，電力系統

の非線形性をそのまま反映でき，ソフトウェアを介して容易にパラメー

タの変更ができるとともにロバスト性にも優れた制御方式で，時々刻々

と系統状態が変化するような電力系統の制御には最適な制御である。さ

らに，提案する制御方式はデバイスが変わっても，制御規則を変更する

必要がなく，デバイス設置点の潮流を制御入力として取り込み，制御パ

ラメータを変更すれば，そのままこの制御方式が使えるという汎用性に

優れた制御方式である。

なお，本研究の今後の発展として，実機によるフィールド試験，各

ＦＡＣＴＳデバイスの協調制御手法の開発，最適容量・最適配置の決定手法

の開発などが期待される。

ＦＡＣＴＳデバイスに関しては，電力用半導体素子の低コスト化・低損失

化，ＦＡＣＴＳデバイスの保護技術の確立，フィールド試験によるＦＡＣＴＳ

デバイスの信頼性の検証などが挙げられる。

０

-１４４－

参考文献

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(3)関根,河野,豊田,川瀬,松浦箸：「送配電工学」，オーム社（1969）(4)相木,道上著：「送電・配電」，電気学会（１９８８）(5)「電力中央研究所電力技術研修会資料」，電力中央研究所（1992）(6)Yao-nanYu:!'ElectricPowerSystemDynamics'１，AcademicPresslnc.，

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(１０)寺野,浅居,菅野著：「ファジィシステム入門」，オーム社（1987）

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(１２)THiyama，ａｎｄＴ・Sameshima：''FuzzyLogicControlSchemeforOn‐

ｌｉｎｅＳｔａｂｉｌｉｚａｔｉｏｎｏｆＭｕｌｔｉ－ｍａｃｈｉｎｅＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＩＩ，ＦｕｚｚｙＳｅｔｓａｎｄ

Ｓｙｓｔｅｍｓ，Vol、３９，ｐ、１８１，（１９９１）

(１３)THiyama：'1ＲｅａｌTimeControlofMicro-machineSystｅｍＵｓｉｎｇＭｉｃｒｏ

Ｃｏｍｐｕｔｅｒ－ｂａｓｅｄＦｕｚｚyLogicPowerSystemStabilizer''’１ＥＥＥＴｒａｎｓ・

onEnergyConversion，Vol、９，Ｎｏ．４，ｐ、７２４，Dec．（１９９４）

(１４)Ｔ・Hiyama：''RobustnessofFuzzyLogicPowerSystemStabilizers

AppliedtoMultimaｃｈｉｎｅＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍ'１，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、onEnergy

Conversion，Vol、９，Ｎｏ．３，ｐ、４５１，Sept．（1994）

(１５)桧山,鮫島,志水：「ファジィ制御法を応用したＳＶＣスイッチング制御によ

る電力系統安定化制御」，平成2年電気学会全国大会論文集，［9］ｐ､１０９

(16)Ｃ・』.Ｗu，ａｎｄＹ.Ｓ,Lee：''DampingofSynchronousGeneratorbｙＳｔａｔｉｃ

ＲｅａｃｔｉｖｅＰｏｗｅｒＣｏｍｐｅｎｓａｔｏｒｗｉｔｈＤｉｇｉｔａｌＣｏｎｔｒｏｌｌｅｒｉＩ，Ｐｒｏｃ・ｏｆｌＥＥ，

ＰａｒｔＣ，Vol・’３８，Ｎｏ．５，ｐ､427,Sept．（１９９１）

(１７)Ｅ,Lerch，Ｄ・Povh，ａｎｄＬ・Ｘｕ：'lAdvancedSVCControlforDamping

PｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＯｓｃｉｌｌａｔｉｏｎｓｎ，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ・ｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，Ｖｏｌ、６，

Ｎｏ．２，ｐ、４５８，Ｍａｙ（１９９１）

(１８)Ｓ,Paul，Ｓ・KBasu，ａｎｄＲ,Mondal：''AMicrocomputerControlled

StaticＶａｒＣｏｍｐｅｎｓａｔｏｒｆｏｒＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓＬａｂｏｒａｔｏｒｙＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ'１，

ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、ｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，Vol、７，Ｎｏ．ｌ，ｐ､３７０，Feb．（1992）

(１９)Ｅ､Ｚ､Ｚｈｏｕ：''ApplicationofStaticVarCompenｓａｔｏｒｓｔｏｌｍｐｒｏｖｅ

ＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＤａｍｐｉｎｇ''’１ＥＥＥＴｒａｎｓ・ｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，Ｖｏｌ、８，Ｎｏ．２，ｐ，６５５，Ｍａｙ（1993）

(20)Ｌ・Avgquist，Ｂ､Lundin，andJSamuelsson：!'ＰｏｗｅｒＯｓｃｉｌｌａｔｉｏｎＤａｍｐｉｎｇＵｓｉｎｇＣｏｎｔｒｏｌlｅｄＲｅａｃｔｉｖｅＰｏｗｅｒＣｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ－Ａ

-１４５－

ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎＢｅｔｗｅｅｎＳｅｒｉｅｓａｎｄＳｈｕｎｔＡｐｐｒｏａｃｈｅｓｎ，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ・ｏｎ

ＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，Vol、８，Ｎｏ．２，ｐ、６８７，Ｍａｙ（1993）(２１)木原,宮内,桧山：「ＳＶＣおよびＰＳＳによる系統安定化制御へのファジィ制

御の適用」，平成5年電気学会電力技術研究会論文集，ＰＥ－９３－ｌ５９ｐ､４１(22)木原,桧山,山北,宮内：「ファジィ制御則を適用したＳＶＣとＰＳＳの協調制

御による電力系統安定化」，平成6年電気学会電力・エネルギー部門大

会論文集,論文Ⅱｐ､１７

(２３)Ｔ､Ｈｉｙａｍａ，andHKihara：ｉｉＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃＳｗｉｔｃｈｉｎｇｏｆＳＶＣｆｏｒ

ＳｔａｂｉｌｉｔｙＥｎｈａｎｃｅｍｅｎｔｏｆＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＣｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇＣｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎ

ｗｉｔｈＰＳＳ''，Proc・ｏｆｌＳＡＰ'94,ＶｏＬｌ，ｐ，３２１，（1994）(24)山北,木原,桧山,宮内：「可変ゲインを有するファジィ論理型ＳＶＣスイッ

チング制御による電力系統安定化制御」，平成７年電気学会全国大会論

文集，［6］ｐ､279

(25)木原,桧山,宮内,Ｔ,HOrtmeyer：「ファジー制御を適用したＳＶＣとＰＳＳとの協調による電力系統安定化制御」，電気学会論文誌Ｂ，Vol・ｌｌ５，Ｎｏ．

５，ｐ、４８７，（１９９５）

(26)桧山,木原,山北,鬼木：「アナログシミュレータを用いたＳＶＣのファジィ

論理型スイッチング制御の実験的検証」，平成7年電気学会電力・エネ

ルギー部門大会論文集,論文Ⅱｐ､ｌＯｌ英訳出版

ｉＩＣｏｏｒｄｉｎａｔｅｄＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃＣｏｎｔｒｏｌｂｅｔｗｅｅｎＳＶＣａｎｄＰＳＳｔｏＥｎｈａｎｃｅ

ＳｔａｂｉｌｉｔｙｏｆＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ'１，ＳｃｒｉｐｔａＴｅｃｈｎｉｃａｌｎｃ．

(27)野中箸：「電気機器(Ⅱ)」，森北出版（1971）

(28)関根箸：「電力系統過渡解析論」，オーム社（1984）

(29)岡本,田辺,佐藤,横山,関根：「高速移相器による電力系統の安定度向上に

関する基礎的検討」，平成4年電気学会電力技術研究会論文集，PE-92‐

５４ｐ､４９

(30)ダロジ,木村,松浦：「自励式ＳＶＣと高速移相器の系統安定化効果の比較検

討」，平成5年電気学会電力・エネルギー部門大会論文集,論文Ⅱｐ､３８

(３１)手塚,趨,石亀,川本,谷口,田中：「ＦＡＣＴＳ機器による過渡安定化制御」，平成6年電気学会電力技術研究会論文集，PE-94-ll2p､７１

(３２)Ｍ,Ｒ､Iravani，ａｎｄＤ､Maratukulam：''ReviewofSemiconductor‐

Controlled（Static）PhaseShiftersforPowerSystemApplications!'，

ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、ｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，Vol，９，Ｎｏ．４，ｐ，１８３３，Nov．（1994）(33)木原,桧山,大津山,宮内：「ファジィ制御則を適用した高速移相器による

電力系統安定化制御」，平成7年電気学会全国大会論文集，［6］ｐ,272

(34)木原,桧山,宮内：「高速移相器を用いたファジィ論理型電力系統安定化制御」，平成7年電気学会電力・エネルギー部門大会論文集,論文Ⅱｐ､９７

(35)J､WBallance，ａｎｄＳ,Goldberg：!'SubsynchronousResonanceinSerieｓ

ＣｏｍｐｅｎｓａｔｅｄＴｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎＬｉｎｅｓ!'，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ・ｏｎＰｏｗｅｒＡｐｐａｒａｔｕｓａｎｄＳｙｓｔｅｍｓ，September/October，ｐ、１６４９，（1973）

(３６)Ｂ､Pilvelait，Ｔ､HOrtmeyer，ａｎｄＤ,Maratukulam：''AdvancedＳｅｒｉｅｓＣｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎｆｏｒＴｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎＳｙｓｔｅｍｓＵｓｉｎｇａＳｗｉｔｃｈｅｄＣａＰａｃｉtｏｒ

-１４６－

Ｍｏｄｕｌｅｉ,，ＩＥＥＥＷｉｎｔｅｒＭｅｅｔｉｎｇ，ＰａｐｅｒＮｏ．９２ＷＭ２７６－６ＰＷＲＤ

（１９９２）

(３７)桧山,三城：「直列コンデンサモジュールを用いたファジィ制御則による

系統安定化制御」，平成5年電気学会全国大会論文集，［9］Ｐ､４(３８)三城,木原,桧山,宮内：「ファジィ制御を用いた直列コンデンサモジュー

ルのスイッチング制御による多機系統の安定化制御」，平成５年電気学

会電力・エネルギー部門大会論文集,論文Ⅱｐ､４２

(３９)Ｔ､Ｈｉｙａｍａ，Ｍ・Mishiro，HKihara，ａｎｄＴＨ・Ortmeyer：ｉｌＣｏｏｒｄｉｎａｔｅｄ

ＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃＣｏｎｔｒｏｌｆｏｒＳｅｒｉｅｓＣａｐａｃｉｔｏｒＭｏｄｕｌｅｓａｎｄＰＳＳｔｏ

ＥｎｈａｎｃｅＳｔａｂｉｌｉｔｙｏｆＰｏｗｅｒＳｙｓtem1i，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、ｏｎＰｏｗｅｒＤｅｌｉｖｅｒｖ

Ｖｏｌ・’０，Ｎｏ．２，ｐ’１０９８，April（1995）

(40)Ａ､Ｈ､Ｍ,Ａ､Ｒａhim，ａｎｄＤ.Ａ,Ｈ・Alamgir：”AClosed-loopQuasi-optimal

DynamｉｃＢｒａｋｉｎｇＲｅｓｉｓｔｏｒａｎｄＳｈｕｎｔＲｅａｃｔｏｒＣｏｎｔｒｏｌＳｔｒａｔｅｇｙｆｏｒ

ＴｒａｎｓｉｅｎｔＳtabilityI'，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、ｏｎＰＷＳ，Ｖｏｌ、３，Ｎｏ．３，ｐ、８７９，

August（１９８８）

(４１)Ｔ､Hiyama，ＴＳａｍｅｓｈｉｍａ，ａｎｄＣ.Ｍ・Ｌｉｍ：ＩｉＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃＳｗｉｔｃｈｉｎｇ

ＣｏｎｔｒｏｌｏｆＢｒａｋｉｎｇＲｅｓｉｓｔｏｒａｎｄＳｈｕｎｔＲｅａｃｔｏｒｆｏｒＳｔａｂｉｌｉｔｙ

ＥｎｈａｎｃｅｍｅｎｔｏｆＭｕｌｔｉｍａｃｈｉｎｅＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍ１ｉ，Ｐｒｏｃ・ｏｆｌＣＡＲＣＶＩ９０，

ｐ､６９５（1990）

(42)三城,木原,宮内,桧山：「ＢＲおよびＳＶＣのファジィ論理型スイッチング制

御」，平成5年電気学会電力技術研究会論文集，ＰＥ－９３－ｌ６０ｐ､５１

(43)Ｔ・Hiyama，Ｍ・Mishiro，Ｈ・Kihara，ａｎｄＴＨ､Ortmeyer：'1ＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃ

ＳｗｉｔｃｈｉｎｇｏｆＴｈｙｒｉｓｔｏｒＣｏｎｔｒｏｌｌｅｄＢｒａｋｉｎｇＲｅｓｉｓｔｏｒＣｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ

ＣｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎｗｉｔｈＳＶＣＩＩ，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ、ｏｎＰｏｗｅｒＤｅｌｉｖｅｒｙ，Ｖｏｌ、１０，

Ｎｏ．４，ｐ、２０２０，October（1995）

(44)桧山,木原,山北,宮内：「ファジィ論理を用いたＦＡＣＴＳデバイスのスイッチング制御」，平成7年電気学会電力技術研究会論文集，PE-95-88p,６１

(45)Ｔ・Hiyama，Ｈ､Kihara，HMiyauchi，ａｎｄＴＨ､Ortmeyer：‘'ＦｕｚｚｙＬｏｇｉｃ

ＳｗｉｔｃｈｉｎｇｏｆＦＡＣＴＳＤｅｖｉｃｅｓｆｏｒＳｔａｂｉｌｉｔｙＥｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ'１，ＩＥＥＥ

ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎＣｉｒｃｕｉｔｓａｎｄＳｙｓｔｅｍｓ，ＳｐｅｃｉａｌＳｅｓｓｉｏｎ，招待論文（1996）発表予定

-１４７－

謝辞

本研究を遂行するに当たり，終始熱心な御指導，御鞭捲を賜りました

熊本大学工学部桧山隆教授に心より感謝致します。

本論文をまとめるに際し，数々の御討論と御教示を頂きました熊本大

学工学部前田定男名誉教授，姥原健治教授，秋山秀典教授，川路

茂保教授，宮内肇助教授に謹んで感謝の意を表します。

また，本研究を進めるに当たっては，熊本大学工学部「電気エネル

ギー先端技術」寄附講座客員教授ThomasHOrtmeyer教授（米国

Clarkson大学教授）に，有益な御助言と御討論を頂きました。

研究の遂行に当たっては，熊本大学大学院生の三城昌彦氏（現，三菱

重工業㈱），山北佳男氏，卒業研究生の伊藤弘巳氏，大津山和彦氏

（現，九州電力㈱），白崎聖氏，島将洋氏，中宅間英一氏に多大な御

協力を頂きました。また，熊本大学工学部電力システム研究室の修了生，

卒業生ならびに在学生の諸氏のご協力を頂きました。

さらに，電力系統解析シミュレータの使用に際して，多くの御指導，

ご支援を頂きました九州電力株式会社総合研究所堤克哉次長，電力研

究室森田友次室長，鬼木茂主査，安藤浩昭氏はじめ電力研究室の諸

氏に深く感謝致します。九州電機製造株式会社石内雄一郎氏，薄田修

氏からは，電力系統解析シミュレータの設定，運用において御支援，御

協力を頂きました。

本研究は，以上に挙げた方々の御助力のもとにはじめて完遂し得たも

のであり，ここに記して，心より感謝の意を表します。

１９９６年３月

木原秀美

-１４８－

付録

目 次

1.系統の数式表現

1.1発電機

１．１．１回転子の運動方程式

１．１．２過渡内部誘起電圧の変化

1.2自動電圧調整器

１．２‘１モデルＡ-１

１．２．２モデルＡ-２

１．２．３モデルＡ-３

１．２，４モデルＢ-１

１．２．５モデルＢ-2

1.3調速機

１．３．１モデルＧ-1:火力機の調速機

１．３．２モデルＧ-2:火力機の調速機

1.4送電線回路網

2.系統定数

２．１５機無限大母線系統

２．２４機無限大母線系統（串型系統）

3.アナログシミュレーションの制御装置

３．１

３．２

３．３

３．４

制御装置の仕様

データ収録部，制御部の構成

制御手順

A/Ｄ，Ｄ/Ａ変換ボード，直流封直流増幅器の仕様

-１４９－

1５０

１５０

１５０

１５１

１５１

１５１

１５３

１５４

１５４

１５５

１５７

１５７

１５８

１６０

1６５

1６５

１６９

1７１

1７１

１７１

１７３

１７３

１１１２－一ＡＡくく

本文で提案する系統安定化制御方式の有効性を調べるにあたって，計

算機によるディジタルシミュレーションを行っている。そのために，電

力系統各部における数式モデルが必要となる。発電機には励磁電圧を調

整するＡＶＲと回転速度を調整する調速機が取り付けられている。発電機端

子の電圧，電流はそれぞれ発電機回転子軸に固定した座標で表されるが，

送電回路網の表現に際しては，それらの諸量を共通基準軸で表現した諸量

に変換する。本章では各モデルの動作を表す微分方程式および送電回路網

方程式についてまとめる。

1.1発電機

発電機に関する微分方程式は，同期機の電気的特‘性，機械的特性，同

期機に付属する励磁制御装置であるＡＶＲの動作を数式表現したものであ

り，発電機回転子の運動方程式，および過渡内部誘起電圧に関する式か

らなる。本研究では，４次モデルにより発電機の動作を表現する。以下

にその微分方程式を示す。

1.1.1回転子の運動方程式

の‐△恥

０尾

の一

一、牝

のｒＬ

伽州一Ｍ

一一一一

心一戊伽一伽

1．系統の数式表現(６）

ここで，

６ｉ j発電機回転子角

(j発電機回転子と共通基準軸との位相差角)[rad］回転子角速度偏差[rad/s］

機械的入力（タービン出力）［pu］

電気的出力（－吻吻十Jﾉｳi･j9j）［pU］制動係数[pu］

'慣性定数[s］

△の

日足恥秘

-１５０－

過渡内部誘起電圧の｡軸，ｑ軸成分

電機子側に換算した励磁電圧

内部リアクタンスの。軸，ｑ軸成分

過渡内部リアクタンスのｄ軸，ｑ軸成分

電機子d軸，ｑ軸開路過渡時定数

1.1.2過渡内部誘起電圧の変化

．”功

・附忽

一Ⅲ″

．，９

ｆ耐掴蔀

易偽巧

一十

恥叫

一一垂

叫一成叫一的

(Ａ-3）

Ｘｄ，Ｘ９

(Ａ-4）

功,xウ

恥悪

である。

ここで，

の０：同期角速度（＝21Vb，．/b＝6ＭZ）ん：基準周波数[Ｈz］

である。

剛,弓

厘/2ノ

図Ａｌより励磁系の動作を表わす方程式は以下の４次の微分方程式で表

現できる。

1.2自動電圧調整器

自動電圧調整器(ＡＶＲ)は発電機の端子電圧偏差（基準電圧との変化

分）を検出し，励磁電圧を調節することで端子電圧を制御するものであ

る。本研究では以下に示す5種類のＡＶＲを用いた。それぞれのモデルに

ついてブロック図とその動作を表す微分方程式を示す。

モデルＡ－１，Ａ-2,Ａ－３は本文で述べた５機無限大母線系統で，モデル

B-1,Ｂ－２は4機無限大母線系統で使用したＡＶＲである。

1.2.1モデルＡ-１

-１５１－

Ｅｔ

Ｅｔ

ここで，

ＥｔＯ：定常時の発電機端子電圧Ｅｔ：発電機端子電圧の瞬時値

EfaO:定常時の励磁電圧

Ｅｆａ：励磁電圧の瞬時値である。

図Ａ１ＭｏｄｅｌＡ－１励磁制御系ブロック図

勺 ｒ ｄ Ｉ

図Ａ２ＭｏｄｅｌＡ－２励磁制御系ブロック図

Ｅｔ

〃

ｒ１

Ｌ』

Ｅｆｄ

図Ａ３ＭｏｄｅｌＡ－３励磁制御系ブロック図

－１５２－

Ｅｆｄ

Ｅｆｄ

X 3＝鞠ただし，

(Ａ-5）

期狗

崎恥了判

除恥恥

(Ａ-6）

(Ａ-9）

(Ａ-7）

である。

(Ａ-8）

1.2.2モデルＡ-２

ここで，

△Er＝＆一身O

Xl＝Ｘｌただし， 必必仏山

垂雪室三

１１３３

ＸＸＸＸ

的e刀

妨e〃

油e〃

油e〃

必必吻助

一一一一一一三

瑚珊乃聡

班ｌＫ２(~Kl△Ef-】fl)‐Ｘｌ的 ２１

竺皇＝('~電/恥)ｘｌ－ｘ２ｄＹ ｎ

必ＫＳＩａ＋恥0‐ｘ３的 乃

竺型＝K6X3/聡一Ｘ４ｄｒ 兎

(Ａ－ｌｌ）

(Ａ-10）

(Ａ－ｌ３）

図Ａ２のブロック図より励磁系の動作を表わす方程式は以下の６次の微

分方程式で表現できる。

‘ＺＸｉＥｉ_ｘｉ

伽 Ｚｉ

‘ZX2K2(EI0-xi-xs)‐均鋤 乃

仏K3X2＋('+K6)E/2ﾉ0~Ｘ３成 亀

‘ＺＸ４Ｘ２－Ｘ４伽 、

-１５３－

(Ａ－ｌ２）

図Ａ､３のブロック図より励磁系の動作を表わす方程式は以下の２次の微

分方程式で表現できる。

(Ａ－ｌ４）

‘ZXiKi("－ＡＥＩ)－ｘｉｄｉ ｚｉ

‘zx2（l-zi/亀)ｘｌ－ｘ２成 巧

(Ａ－ｌ５）

(Ａ-17）

的 、

ここで，

X2＝Ｘ２ただし， 凹必必必

垂三Ｚ三

２２３３

ＸＸＸＸ

加加加州

必必必助

一一一一一一二

蝿駒遥遥

X3＝Ｘ３ただし，

Ｅ/2ノーＸ３－Ｘ６ (Ａ－ｌ６）

である。

1.2.3モデルＡ-３

蝿

北恥

仏－ぬ電仙

島凡

一一一

必一伽蝿

ただし，

(Ａ-19）

－１５４－

(Ａ－ｌ８）

〃〃

伽伽

肌皿

室三

助恥

ここで，

△ＥＩ＝＆一喝０

恥＝恥0＋x2＋zixl

図Ａ４より励磁系の動作を表わす方程式は以下の４次の微分方程式で表

である。

恥恥

１１

Ⅲ皿

二一一

1.2.4モデルＢ－ｌ

(Ａ-24）

‘zXlKl･(ErO-Er)－ｘ，ｄＺ Ｚｉ

‘ZX2K2．Ｘ,－Ｘ２伽 Ｚｉ

必（１－２/叩･(x2＋脚)一過飾 遍

型型一Ks．{Ｍ]ｌ･(x2+")+x3}-ｘ４伽 忍

(Ａ-20）

1.2.5モデルＢ-２

(Ａ-21）

図Ａ５のブロック図より励磁系の動作を表わす方程式は以下の２次の微

分方程式で表現できる。

(Ａ-22）

ｌ極

恥乃刈乃

．０駒身

一一一一

畑一成必一虚

(Ａ-23）

(Ａ-25）

ここで，

恥恥等ただし，身'≧Uz1

身'≦LL’

恥＝E/１．E四

油e〃

肋e〃

１１

肌皿

一一一一

１１

身身

現できる。

である。

(Ａ-26）

-１５５－

吟'＝K2･(過十Er0-xl+灘） (Ａ-27）

仏山

一一一一

町身

〃″

伽伽

必助

垂三

野町

ここで，

ただし，

do/垣tＣ

Ｅｔ

LJSNCo〃〃ｃ

S卿α/〃

図Ａ４ＭｏｄｅｌＢ－１励磁制御系ブロック図

Ｅｔ

gSN（われかＣ

Sjg72aﾉ〃

図A5ModelB-2励磁制御系ブロック図

-１５６－

rl

L」

Ｅｆｔｌ

Ｅｆｔｉ

州期尾

》ｎ搾ら》巧叶期

一一一一一一一一

姻一鋤蝿一“必一伽勉一成

(Ａ-28）

ただし，

１１２

肌且身

室’三一一

恥恥恥

″〃ｅｅ

肋油

１１

肌凡

一一一一

２２

町身

(Ａ-29）

である。

1.3調速機

本研究では調速機のモデルとして以下に示す２種類のモデルを用いた。

それぞれのモデルについてブロック図とその動作を表わす微分方程式を

示す。

モデルＧ-1,Ｇ-2は本文で述べた5機無限大母線系統で使用した調速機

モデルである。

1.3.1モデルＧ-1:火力機の調速機

図Ａ､６よりモデルＧ－１の動作を表わす微分方程式は以下のように表現で

きる。

身2＝身'＋恥０

(Ａ-30）

ここで，

(Ａ-31）

(Ａ-32）

(Ａ-33）

Ｘ２≧ＵＺＺ舵〃Ｘ２＝〔ZＬ

X2＝Ｘ２

ただし，

－１５７－

(Ａ-40）

(Ａ-34）

である。

1.3.2モデルＧ－２:火力機の調速機

りモデルＧ－２の動作を表わす微分方程式は以下のように表現で図Ａ７よ

きる。

ＸＯ》雨知識ｚ今駒駒狗為塊

刈恥粥吸刈乃粥耽

一一一一一一一一一一一一一一

姻一飾必一戊必一成幽一或必一“必一成畑一的

(Ａ-35）

ここで，

(Ａ-36）

X3＝鞄

(Ａ-37）

(Ａ-38）

ただし，

(Ａ-39）

肌皿

一一二

３３

ＸＸＸ

伽伽蹄巧

皿皿蝿

琶二言

３３２

ＸＸＸ

Ｘ２≦ＬＬ的e〃Ｘ２＝ＬＬ

Ｂｈ,＝(１－K2)X4＋Ｋ２Ｘ３

である。

(Ａ-41）

－１５８‐

１１

肌皿

室三

２２

ＸＸ

１１

肌以

一一三

２２

ＸＸ

〃〃

ｅｅ

油油

恥＝ＫﾉｯX4＋KIX6＋(１－ＫＨ－Ｋﾉ)Xラ

ただし，

(Ａ-42）

ｰ

Ｉ Ｐ Ｓ へ ｓ ｏ

執 ぷ び 。

、 、 ‐ 勺 》

０ 昌 吻 ＠ ０

如 阻 藻 薄 雪 ン 計 Ｓ 芭 遵 両

図 シ ひ 言 ○ 号 一 ① ‐ ］ 謎 儲 藻 壁 重 荊 刈 口 退 、 図

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図 シ ・ 割 冨 且 の 一 Ｑ ‐ い 謎 臨 藻 室 喜 荊 山 口 廷 野 図

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定ｊ 岳昌

一

尋|－

＋

録＋

、 Ｆ卜

］ ｊ 罫 Ｉ 塚

＋ 、 ブ 十

に１回

本節では，送電線回路網に関する回路方程式について述べる。まず，

各発電機の端子電圧，電機子電流は各発電機回転子に固定の座標系で表

現される。一方，送電線回路網は共通基準軸で表わされ，その基準軸は

常に同期角速度である⑩０（＝2,vb）で回転するが，発電機回転子軸は角

速度①で回転している。両者は発電機の接続された各母線において，座

標変換により関係づけられる。これらの座表系を図Ａ８に示し，変換行

列を(Ａ-43)式に示す。

腰-隙麓Ｉ (Ａ-43）

ただし，ｊ:発電機番号

ここで，６jは共通基準軸と発電機回転子軸との位相角である。（Ａ-43)式

の変換行列を用いると，発電機回転子軸で表現されている各発電機の端

子電圧，電機子電流は共通基準軸上で表現することができる。

(Ａ-44）

(Ａ-45）

vai＝Ｐ(6j)･VDj

ldf＝Ｐ(6j)･IDj

ここで，

1.4送電線回路網

v･値ｌ聡-に’

，ＩＤj＝

，１．１＝

である。

また，ベクトル図より各発電機の過渡内部誘起電圧ＥｊＩｉ，易iは，ﾘﾉｶｿ，

略i，恥，Ｉｳjを用いて，（A-46)，（A-47)式のように表現できる。

(Ａ-46）

(Ａ-47）

勿助

聯功

一十

恥除

二一一

助助

-１６０－

０

ｙＤｊ

，

図Ａ８共通基準軸と発電機回転子軸

-１６１－

八｡’

.↑1s

の０

送電線回路網は共通基準軸によりアドミタンス行列を用いて以下のよ

うに表現される。ｊ発電機が接続されている母線の共通基準軸で表わした

電圧，電流をベクトルＶ､,，IDiで表わすと次式のように表現できる。

ただし，

〃

ＩＤi＝zYi/･VDi〃画ｌ

":発電機台数

Yi,-'零割式(Ａ-48)をノーl～〃でまとめると次式のようになる。

ただし，

Ｉ＝Ｙ･Ｖ

I-IIaIB,…13"}『v-IVB1VB,…V;"ｒ

Ｙ僧演

(Ａ-48）

(Ａ-49）

節：母線jと母線/の相互コンダクタンス

彫：母線jと母線/の相互サセプタンス＆』：母線jの自己コンダクタンス

ｈｉｊ：母線jの自己サセプタンス

である。

また，ｉ発電機の端子電圧，電機子電流と内：

表わされる。

電機子電流と内部誘起電圧の関係は次式で

Vtij＝Ｅ加十ＸＩﾒi･Idi (j＝1～〃） (Ａ-50）

ここで，

-１６２－

恥-陰｜吻一陰Ｉ

叫側期-|_判

の関係式が成り立つ。

式(Ａ-50)は回転子に固定した軸（d-q軸）で表わされているから，これ

を座標変換して共通軸で表すと

P(6j).VDj＝Ｐ~'(6i)･Ebj＋Ｘ勘.p(6j).IDI（j＝1～〃）

ただし，

vaY＝Ｐ(6i)･ＶＤノ

１．１＝Ｐ(6j)･ＩＤｊ

Ｅ〃＝Ｐ(6j)･Ebj

となる。式(Ａ-51）を変形すると

VDj＝Ebj＋Ｐ-1(6j)．Ｘ跡･P(6i)･IDｊ（j＝1～〃）

となる。式(Ａ-52)をまとめて表現すると次式のようになる。

Ｖ＝Ｅ'十Ｘｹ･Ｉ

ただし，

(Ａ－５１）

(Ａ-52）

(Ａ-53）

v-IVB1V3,…Ｖ;"'''-113113,…18,J『回'一I1mB1m農…圃刈『Xｹーdiag[P－１(6,)XbrP(6,)…P－１(6")Xb"P(6")］

である。式(Ａ-49)，（Ａ-53)より

I＝(Ｕ－Ｙ．Ｘｹ)~'．Ｙ･E’ (Ａ-54）

-１６３－

ただし，脇0は定常時の値を表す。

系統方程式は，以上より次式に示す非線形微分方程式となる。

流は次式により決定される。

１１５６５５》一

ＡＡくく

既i＝VDj･IDi＋Vpj･Igi

Mh-,応~覇誘-1'肘。

に|･珊圃 (Ａ-57）

ただし，Ｕ:単位行列

となる。したがって，式(Ａ-53)，（Ａ-54)より各時刻での発電機の過渡内

部誘起電圧および位相角が与えられれば，発電機母線での電圧および電

流を求めることができる。

また，発電機の出力，母線電圧の変化，発電機軸（d-q軸）で表した電

Ｘ＝f(x,y）

ｙ＝g(x）

ただし，

ｘ=[ｘ１ｘ２…ｘ"］ｙ－[ｙ１ｙ２…ｙ"］

×,=[6,△⑩ｉＥケ蝿

ｙ,-[尾,肌,恥Iｩ,］である。

上記の式(Ａ-58)および(Ａ-59)を解く

１１８９

５５

－や

ＡＡ

くく

］

上記の式(Ａ-58)および(Ａ-59)を解くことにより，例題系統においてシ

ミュレーションを行うことができる。

シミュレーションにおいて，以上の微分方程式を解くにあたり４次の

Runge-Kutta-Gill法(7)を用いている。

－１６４－

0.0525

0.1079

0.1079

0.0322

0.0322

２．１５機無限大母線系統

（１）発電機定数

0.83

1.08

1.08

0.83

0.83

容量 リアクタンス(lOOMVAbase）慣性定数（s）

Ｕｎｉｔ

（ＭＷ） 巧(s）

0.0525

0.1612

0.1612

0.0322

0.0322

2 ．系統定数

4.41

6.16

6.16

5.78

5.78

(2)ＡＶＲ・励磁系，調速機モデル

0.2797

0.6151

0.6151

0.2240

0.2240

0.2797

0.6043

0.6043

0.2240

0.2240

18.90

９．９６

9.96

40.43

40.43

削塊狗桝

500

250

250

691

691

０８８８８

９７７６６

５２２７７#５

削他糊桝消

調速機

モデルＧ１

モデルＧ－１

モデルＧ１

モデルＧ２

モデルＧ-２

AVR・励磁系Ｕｎｉｔ

モデルＡ－１

モデルＡ－２

モデルＡＰ２

モデルＡ戸３

モデルＡ-３

-１６５－

0.45

6.15

6.15

(3)ＡＶＲ定数

K５Ｕｎｉｔ

0.021

0.880

0.880

3.5500

0.0032

0.0032

削地焔桝箔

20.0

3657.0

4923.0

２．２

０．０

0.0

150.0

150.0

0.043

0.041

(4)ＡＶＲ時定数・リミツター定数

0.05

0.05

0.04

0.04

助一叩叩叩

Ｕｎｉｔ

削他縄桝描

０００

申■●

１５５

0.37

160.00

160.00

４．４０

４．４０

-0.58

-1500.00

-1500.00

-3.50

-3.50

２．２８０

4.286

４．３５５

0.76

0.20

0.20

0.05

0.10

0.10

0.22

0.22

０６６００

８６６６６

巳●●●●

２００００

LＬ

(5)調速機定数

蜘塊糊桝鯛

5.2500

2.6250

2.6250

7.2555

7.2555

Ｕｎｉｔ

-

0.30

0.30

0.30

0.30

125.0

６２．５

６２．５

１３８．２

１３８．２

0.30

0.30

0.30

1.382

1.382

-100.0

-100.0

0.0

0.0

-１６６－

Ｕｎｉｔ 易

Ｕｎｉｔ ZiR

綱槻鯛桝満

０００８８

２２２００

●●●●●

０００００

０００４４

２２２００

●申●●●

０００００

0．２５

０．２５

０．２５

０．１５

０．１５

０００００

凸●。●●

９９９００

0.25

0.25

0.08

0.08

0.4

0.4

9.0

9.0

(7)発電機内部状態：100％負荷時

1.10203

(6)調速機時定数

-１６７－

gｇ 必 為

1.87361削塊紹桝満妬

2.50000

1.68000

1.68000

6.90001

6.90001

-7.42522

0.47180

0.22752

0.11037

1.67236

1.67237

3.10841

1.68364

1.26612

1.21533

6.01347

6.01347

3.01788

1.14093

3.36921

3.36921

-7.20895

ただし，Ｕｎｉｔ＃6は無限大母線の右向き潮流を示す。

４Ｈ､ｆ

】４，ノリｆ

】４.ノリｆ

】弧】０（

(9)負荷データ：１００％負荷時(ｌ００ＭＶＡｂａｓｅ）

(8)線路定数(ｌＯＯＭＶＡｂａｓｅ）

００００００４０８２２Ｏ

ＬＯＯＯＯ０２１００３８０

８０００００２００００００

００００００００００００

ｇＬ

0.060

0.000

0.000

1.000

0.210

-0.100

0.450

定常時に-0.006pｕただし，直列コンデンサを設置した場合には，定常時に-0.00

のコンデンサが投入されているので，Ｘ(6)＝0.041950となる。

-１６８－

１２３７８１２

＃＃＃＃＃１１＃＃

凡Ｂｕｓ

0.100

0.080

0.080

2.850

1.470

3.160

3.700

0.440

0.252

0.509

0.440

(1)発電機定数

1.340

0.821

1.410

1.340

リアクタンス(l000MVAbase）容量(MVA）

慣性定数（s）

Ｕｎｉｔ

血！0.370

０．１７９

0.374

0.370

削塊約桝

1０００

６００

９００

１０００

8.05

7.00

6.00

8.05

1.860

1.490

1.485

1.860

1.350

0.822

1.420

1.350

２．２４機無限大母線系統（串型系統）

ｌ４ＸＩ

0.370

0.176

0.385

0.370

TZjO(s） Ｔ'０(s） ZZib(s）

１９ｺ》

Ｕｎｉｔ

(2)ＡＶＲ・励磁系モデル

削塊縄桝

AVR・励磁系

モデルＢ－１

モデルＢ－２

モデルＢ－２

モデルＢ-１

－１６９－

(4)ＡＶＲ時定数・リミツター定数

(3)ＡＶＲ定数

(5)線路定数(1000ＭＶＡbase）

０００００００６６８０

０００００００４４２４

０００００００２２３６

８００００００００００１

０００００００００００

-１７０－

XＺ

0.1304

0.1701

０．１７１８

0.1288

0.2238

０．１７１８

0.2325

0.0829

0.0829

0.1105

0.9085

(6)負荷データ（ｌ００ＭＶＡｂａｓｅ）

６【

６【

3 ．アナログシミュレーションの制御装置

電力系統解析シミュレータを使用したアナログシミュレーションでは，

パーソナルコンピュータにより制御信号Ｕ(ｋ)を計算し，ＳＶＧを制御した。

このとき使用した制御装置の構成について説明する。

3.1制御装置の仕様

壇巨

願‘損Ｉ院

へ／Ｄ珍吟､羽隆

へ／ＤＨ〕／Ａ鍔､羽罷

而増幅濫

3.2データ収録部，制御部の構成

データ収録部の構成を図Ａ９に示す。データ収録部では，Ａ/Ｄ変換ボー

ドの入力チャンネルchO～ch3の４チャンネルをデータ収録に使用してい

る。chOでは，1号発電機の角速度のを，chlはＳＶＧ設置母線の送電電力Ｐ，

ch2は１号発電機の有効出力尾，ch3はＳＶＧの制御信号Ｕを入力している。

入力されたアナログ信号はＡ/Ｄ変換ボードによりディジタル信号に変換

され，指定されたサンプリング周波数でパーソナルコンピュータ内に取

り込まれ必要に応じてディスプレイに表示される。

-１７１－

シのＧＰＧ尾Ｇ

観測用

換へﾉＩ

ch3

’－－－－－－－－－１

図Ａ９データ収録部の構成図

可

可

〃・ＩＡ/Ｄ変拶

くこ、

〕/Ａ愛撰

Pｾ応o"αノ

Cb"､p"ZeF．

』

』

－－ － － 一 一 一 一 － － － － － Ｊ

《二〉Ｉ

ｌ

-１７２－

く=、制御用

－－－１

－－＝

図Ａ・１０制御部の構成

Cb"かりﾉSig“ノ

Ｐｾ耐o"αノ

Ｃｂ"qp“た『

また，制御部の構成を図ＡｌＯに示す。制御部では，ＳＶＧ設置母線の送

電電力ＰをＡ/Ｄ変換ボードを通して，パーソナルコンピュータに入力さ

れる。パーソナルコンピュータ内でフィルタリング処理を行った後，制

御信号Ｕを計算し，/Ａ変換ボードよりＤ/Ａ変換後，アナログ信号として

ＳＶＧ制御盤の端子に入力する。

3.3制御手順

アナログシミュレーションにおけるＳＶＧの制御は，図Ａｌｌに示す処理

手順で行う。つまり，Ａ/Ｄ変換により観測信号をディジタル信号に変換

し，パーソナルコンピュータ内に取り込む。パーソナルコンピュータ内

で，設定された制御規則に従って制御信号を計算する。演算終了後，

Ｄ/Ａ変換により計算した制御信号Ｕをアナログ信号に変換しＳＶＧ制御盤

の端子に入力する。そして，次のサンプリング時刻に次のデータを取り

込み，同様の手順を繰り返し，制御を行う。なお，図中の演算時間はイ

ンテル社のＣＰＵの80386sxまたは80387sx(clock:10ＭＨｚ)を使用したもの

で，もつと演算時間の速いＣＰＵ(インテル社の80486など)を使えば，演

算時間は約1/10程度となる。

制御用プログラムのフローチャートを図Ａ１２に示す。

3.4Ａ/Ｄ，Ｄ/Ａ変換ボード，直流増幅器の仕様

(a）観測用Ａ/Ｄ変換ボード

①入力仕様非絶縁 ﾊ ﾞ イポーラ - 1 0 ｖ～＋ 1 0 ｖ

－５Ｖ～＋５Ｖ

非絶縁ﾕﾆﾎﾟｰﾗ０Ｖ～＋10Ｖ

いずれも，シ．ﾔﾝﾊ にて選択

②入力点数 シ ン グ ル ｴ ﾝ ﾄ ﾞ ８ c ｈ

差動入力 ４ ｃ ｈ

いずれも，シ．ﾔﾝﾊ にて選択

③分解能 l 2 b i t

-１７３－

⑳

口△Ｔ－ 一

△T，＝△喝、＝虹 Ａ、

tｉｍｅt５t４t２ ｔ３tｌ

-１７４－

↑↑↑↑↑畑変換開始

皿変換終了

Ⅳ変換開始

演算開始

川変換終マ

畑変換開捲

演算終了

始 了

:Ａ/D変換時間(25usec）

:演算時間(1.0~16,sec）

:Ｄ/A変換時間(3Usec）

:Ｄ/A変換後Ａ/D変換開始までの時間

皿皿蝿皿虹:サンプリング間隔(50,sec）

図Ａｌｌ制御手順

図Ａ､1２プログラムのフローチャート

の計算

$鶴鱈換ポードの

難バﾗﾒーﾀの

観測信ｆＡ/，

観測信号の入力

Ａ/Ｄ変換

ＹｅｓA/Ｄ変換エラー？A/Ｄ変換

Ｎ

理処信号の

卜の出力

変換

制御信号

制御信号の出力

ＤｊＡ変換

制御信損ＤｊＡ

ＮＣ

D/A変換エラー？ラー？

Yes

④変換精度リニアリティエラー± l L S B

⑤変換方式逐次比較方式(HI-674AK相当）

⑥Ａ/Ｄ変換速度l2Usec(Typ）

⑦ｽﾙーﾌｯﾄレイト251Lsec/ch(Typ),201ﾙsec/ch(MAX）

⑧入力インピーダンスｌＯＭＱ以上

⑨変換ﾀｲﾏ２０Usec～200,secプロク､ラマブル

⑩外部トリカﾞＴＴＬﾚﾍﾞﾙ1点

⑪割り込み変換終了により 割り込み

ＩＮＴＯ～ＩＮＴ６をシ、ﾔﾝﾊにて選択

(b）制御用Ａ/Ｄ変換ボード

①分解能１２ b i t バイナリ

②直線性誤差．±0.03％ＭＡＸ

③データ形式オフセツトハ、イナリ２１sコンプリメント切換可能

④入力アナロクﾞ電圧－１０Ｖ～＋ｌＯＶ

－５Ｖ～＋５Ｖ

０Ｖ～＋１０Ｖ切換可能

⑤アナロク入力ﾁｬﾝﾈﾙ8ﾁｬﾝﾈﾙﾃｨﾌｧﾚﾝｼｬﾙ

１６ﾁｬﾝﾈﾙﾃｨﾌｧﾚﾝｼｬﾙ切換可能

⑥テ、イシ．ダル入力４bitＴＴＬﾚﾍ ﾙ

⑦デイシ、ダル出力４bitＴＴＬﾚﾍ ﾙ

⑧サンプリンクﾞクロックフ・ロク・ラマブル水晶発振器内蔵

外部クロック

⑨変換速度５１Lse c

⑩サンプリング周期l0usec/ﾁｬﾝﾈﾙ(通常モード）

151ﾙsec/ﾁｬﾝﾈﾙ(低速ﾓーﾄ）

⑪ＤＭＡｲﾝﾀーﾌｪーｽPC-9801シリーズ内部のＤＭＡコントローラとのｲﾝﾀーフエイス

ロシツク内蔵

(c）制御用Ｄ/Ａ変換ボード

①入力コード１６bitｵﾌｾｯﾄバイナリ

または，２'Ｓコンプリメンタリハ＄イナリ

②出力電圧－１０Ｖ～＋ｌＯＶ，‐5Ｖ～＋5Ｖ,0Ｖ～＋5Ｖ

-１７５－

③出力電流

④出力誤差

⑤出力オフセット

⑥出力ﾁｬﾝﾈﾙ数

⑦出力セトリング時間

⑧Ｉ／Ｏアドレス

⑨ディシ、ダル入力

⑩ディシ．ダル出力

⑪ 消費 電流

⑫使用温度範囲

⑬ＤＭＡｲﾝﾀー ﾌｪー ｽ

(｡）直流増幅器

①ﾁｬﾝﾈﾙ数

②絶縁方式

③入力回路形式

④電圧ゲイン

⑤ケ，イン切換

⑥ケ・インバーニア

⑦ケ、イン確度

⑧ケ．イン温度係数

⑨直線性

⑩入力抵抗

⑪周波数特性

⑫ハツドリミット

⑬最 大出 力

⑭出力抵抗

⑮校正電圧出力

⑯最大入力電圧

最大１０ｍＡ

インテクラル非直線‘性±0.03％ＭＡＸ

デイﾌｱﾚﾝｼﾔﾙ非直線性±0.0016％Typ

20I人V/ｏＣ以下

2ﾁｬﾝﾈﾙ

４ｂｉｔＴＴＬレヘル

１６上ツトデコード

４ｂｉｔＴＴＬレヘル

４ｂｉｔＴＴＬレヘル

＋５Ｖ８００ｍＡ,＋１２Ｖ６０ｍＡ,－１２Ｖ７０ｍＡ

ＯｏＣ～５０.Ｃ

ＰＣ－９８０１内蔵/ＤＭＡコントローラとのｲﾝﾀーﾌｪｲｽ

ロシ、ツク内蔵

ｌ

ﾊﾟﾈﾙ幅変調形絶縁方式

ﾌﾛー ﾃｨﾝｸ 入力，ガード端子付

０．１～１００

０．１/0.2/0.5/1/2/5/１０/20/50/１００１０段切換

l(ＣＡＬ)～約２５

±0.3％

±0.03％/ｏＣ以内

±0.05％以内

約1ＭＱ

＋ＤＣ～５ｋＨｚ＋１，－３ｄＢ

ｶﾂﾄｵﾌ周波数(-3ｄＢ）

±10Ｖ／±50ｍＡ

ＤＣにて０．２Ｑ以下

十２．０Ｖ

２５０ＶＤＣまたは２５０ＶＡＣ

-１７６－