發電機租賃同步發電機突然從電網切除后端電壓分析及參數求取
發布時間：2024-11-27 點擊：59
1電力系統各種動態計算的精度取決于發電機、勵磁系統、調速系統和綜合負荷等的模型及模型中參數的精度。近年來，國內電網對上述參數測試和動態建模的呼聲很高。大量分析計算表明，在以上各參數中，發電機的模型和參數問題比其它環節更為復雜。
發電機租賃對于同步發電機的參數問題，可以采用場的方法通過數值計算來求取，也可以采用系統辨識理論進行參數辨識。辨識方法主要有2種：①頻域響應法②時域響應法。前者由于方法本身的限制，近年的研究趨于減少。后一種方法當采用在線測辨技術時，存在2個實際困難。一是在線辨識時，同步電機處于正常運行狀態中，輸入擾動信號不能太大，否則將影響正常運行。國外大多數在線辨識主要是仿真結果，現場試驗很少。二是存在參數辨識不穩定問題，即對于不同試驗、甚至同一試驗采用不同計算方法時，所得參數相差甚大。文對于同一試驗，采用4種計算方法，所得d、q軸瞬變及超瞬變電抗，相差（2 .38～4 .49）倍， d、q軸瞬變開路時間常數相差（1 .89～2 .51）倍，而d、q軸超瞬變開路時間常數相差達數百倍。
利用發電機解列這一正常操作，記錄端電壓瞬變過程，可以用來計算同步發電機的參數，方法比較簡單。本文用運算微積方法推導了同步發電機從電網切除后，端電壓的一般表達式，論述了如何利用這一瞬變過程求取同步電機參數。在1臺小型同步發電機上的試驗表明，參數計算的重復性較好，而且模擬計算的結果和試驗結果接近。
2同步發電機突然從電網切除后端電壓的計算在以下計算過程中，假設：①不計飽和影響②在直軸和交軸均只有1個阻尼繞組③由于機械瞬變過程較之電磁瞬變過程慢，因此在計算解列后的瞬變過程時，認為同步電機的轉速仍為同步速。
發電機租賃由于假設磁路線性，故可應用迭加原理，即將同步發電機從電網切除看作是在電機端部突然并聯1個與切除前大小相等、方向相反的電流源，這樣切除后電機端部瞬變電壓的求解就成為以下2種情況的求解，即：①電機從電網切除前的穩態運行電流②在電機端部突然并聯一與切除前大小相等、方向相反的電流源后，電機端電壓的變化。
2 .1切除前的穩態運行穩態對稱運行時，同步發電機的轉速為常數且等于同步速，勵磁電壓和電流為恒值，電樞電壓和電流是穩定的交變電壓和電流，阻尼繞組的電流為零。
設各相勵磁電勢的瞬時值為若以δ表示勵磁電勢領前于端電壓的相角，則端電壓的瞬時值為轉換到d、q、0坐標系統時有從park方程出發，解得穩態運行時不計電樞電阻r的d、q軸電流分別為式中x分別為直軸及交軸同步電抗。
2 .2切除后的瞬變過程如式（6）（7）所示，切除后相當于在電機端部突然并聯1個電流源求解這一瞬變電流引起的瞬變電壓，假定w =具有如下的形式式中x（p）為電機的直、交軸運算電抗，其表達式如式（12）（23）所示g（p）為直軸傳遞函數。
由于只考慮如式（4）（5）所示的電流引起的后果，因而磁鏈方程式成為為了和切除前的電壓相區別，將切除后的瞬變電壓記作u q，不計電樞電阻時，電壓方程式成為由于三相電壓對稱，零序分量為零。由式（11）可見， u和u的求解成為ψ和ψ的求解。
由文式中x為直軸電樞反應電抗x和x分別為勵磁繞組和阻尼繞組的電抗r和r則分別為勵磁繞組和阻尼繞組的電阻。
則ψ求解ψ的原函數，令即式中為勵磁繞組的時間常數為直軸阻尼繞組的時間常數為勵磁繞組與直軸阻尼繞組間的漏磁系數求解式（15），得式（19）考慮到阻尼繞組電阻標么值比勵磁繞組大得多，從而使τ遠較τ為小，因而令τ則式中τ為定子繞組開路，勵磁繞組短接，即=0時，直軸阻尼繞組的時間常數為直軸電樞繞組和直軸阻尼繞組均開路情況下，勵磁繞組的時間常數的原函數為式中x和x分別為直軸瞬變和超瞬變電抗式中x交軸電樞反應電抗為交軸阻尼繞組電阻令得式中τ為交軸電樞繞組開路時，交軸阻尼繞組的時間常數前述同樣的方法，可得式中x為交軸的超瞬變電抗。
所求之瞬變電壓u為式中u和u為變壓器電勢， u和u為旋轉電勢。
由于變壓器電勢比旋轉電勢小得多，將其略去，則有2 .3同步發電機從電網切除后的端電壓轉換到a、b、c座標系統和u的表達式可根據u的表達式導出。
由式（31）可見，同步發電機從電網切除后，經歷一個瞬變過程，其穩態值為e），其中的數值在勵磁保持不變的情況下，和切除前勵磁電流的大小有關。圖4給出的是1臺 kw，400 v的同步發電機從電網切除后端電壓和勵磁電流的示波圖，該機在切除前i =0 ，且運行在欠激狀態。
3利用切除后的瞬變過程求取電機參數由于利用以上公式可將切除后的電壓分解為d、q軸分量，從而求取參數。
發電機租賃則故x又因τ比τ小得多，故δu很快衰減完畢，此時相當于阻尼繞組開路， u。從此式及（4）和（33）得從式（5）及（34）由式（36）（37）（39）可見，參數的求取實質是求取各瞬變分量在t =0時的值的問題?？捎们€擬合的方法[ 3～5]，該方法可同時求得（39）（40）中的時間常數τ和τ4功角δ的量測方法在電機軸伸出端標出與電機極數相同的黑白相間的均勻標記（圖1）。電機轉動時，將光電轉速傳感器發出的矩形位置脈沖與電機任一相的電壓信號一起接至光線示波器，由于空載時u用這一原理，空載時調節軸上的黑白標記，使電機的電壓波形和矩形波的中心線重合（圖2）。電機負載時或切除后的δ角可根據上述2個波形的相位差（圖3）用下式決定≠0的情況下，所撮錄的端電壓在切除后的波形。
=0時端電壓的瞬變過程≠0時端電壓的瞬變過程5參數計算結果和分析利用前述方法在實驗室進行反復試驗的基礎上，對上海電機廠生產的1臺小型同步發電機測取了參數。表1給出了該電機參數的計算結果。其設計數據以及該廠用突然短路法和靜測法所取得的d、q軸參數一起列于表中。被試電機的銘牌數據備注設計數據突然短路法上海電機廠試驗數據靜測法上海電機廠試驗數據試驗（一）切除前δ試驗（二）切除前δ試驗（三）切除前δ利用表中試驗（一）和試驗（二）發電機租賃所得參數進行模擬計算的結果與試驗結果的比較如圖6 ，圖7所示。
模擬計算時采用傳統的數學模型，即式中i分別為勵磁繞組和阻尼繞組中的電流。
其模擬計算的結果一起列于圖6、圖7中。式（41）中各參數由表1中數據求取。其關系見文。
從表1及圖6、圖7可見：時的計算和實驗曲線（1）圖7計算結果和試驗結果接近，圖6中最大點的誤差在7 左右，誤差主要來自以下方面：①模型誤差，即假設d、q軸只有1個阻尼繞組②測量誤差③數據處理誤差。
（2）試驗（三）所得x與其它試驗相差較大。
除上述原因外，可能還有功角δ的測量誤差以及原動機轉速的波動。
時的計算和實驗曲線6結論=0時的端電壓瞬變過程計算的d軸參數，結果比較令人滿意。
（2）試驗（二）所得各參數較試驗（一）均小，說明本文所述方法根據發電機從電網切除前勵磁電流的大小，可以反映磁路飽和對電機參數的影響。
≠0時，將發電機從電網解列，可同時測取d、q軸參數，但誤差有待進一步研究。
鞠平，等。同步發電機參數辨識的模擬進化方法[ j] .電工技術陳文純。電機瞬變過程[ m] .北京：機械工業出版社， 1982.
隨i變化的程度較小。
發電機租賃隨i的變化情況隨i的變化情況由圖8可以看出，隨著轉速的升高，效率η增大。這是因為在功率相同的情況下，轉速越高，相電流越小，銅耗越小，有利于效率的提高。因此，應盡量在較高轉速下運行。
的變化情況與轉速、輸出電流的關系曲線。轉速升高，有利于δv減小，因為轉速升高后電機電流將減小，由電流變化引起的儲能電容電壓脈動δv也將減小。輸出電流越大，δv越大，從而δv也越大。
隨i的變化情況5結論（1）c dump雙向變換器拓撲結構較簡單，可靠性高，在航空電氣系統中應用具有重要意義。
（2）基于c dump雙向變換器的無刷直流起動/發電機電動運行時與無刷直流電動機相同發電時具有與無刷直流發電機相同的外特性，通過電壓閉環控制，在較寬工作轉速范圍內有平坦的外特性。
（3）系統在高速時效率較高，而航空發動機大多處于巡航轉速和最大轉速（飛機爬升）的工作條件下，因此應用于航空無刷起動/發電系統在效率方面具有優點。
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發電機租賃對于同步發電機的參數問題，可以采用場的方法通過數值計算來求取，也可以采用系統辨識理論進行參數辨識。辨識方法主要有2種：①頻域響應法②時域響應法。前者由于方法本身的限制，近年的研究趨于減少。后一種方法當采用在線測辨技術時，存在2個實際困難。一是在線辨識時，同步電機處于正常運行狀態中，輸入擾動信號不能太大，否則將影響正常運行。國外大多數在線辨識主要是仿真結果，現場試驗很少。二是存在參數辨識不穩定問題，即對于不同試驗、甚至同一試驗采用不同計算方法時，所得參數相差甚大。文對于同一試驗，采用4種計算方法，所得d、q軸瞬變及超瞬變電抗，相差（2 .38～4 .49）倍， d、q軸瞬變開路時間常數相差（1 .89～2 .51）倍，而d、q軸超瞬變開路時間常數相差達數百倍。
利用發電機解列這一正常操作，記錄端電壓瞬變過程，可以用來計算同步發電機的參數，方法比較簡單。本文用運算微積方法推導了同步發電機從電網切除后，端電壓的一般表達式，論述了如何利用這一瞬變過程求取同步電機參數。在1臺小型同步發電機上的試驗表明，參數計算的重復性較好，而且模擬計算的結果和試驗結果接近。
2同步發電機突然從電網切除后端電壓的計算在以下計算過程中，假設：①不計飽和影響②在直軸和交軸均只有1個阻尼繞組③由于機械瞬變過程較之電磁瞬變過程慢，因此在計算解列后的瞬變過程時，認為同步電機的轉速仍為同步速。
發電機租賃由于假設磁路線性，故可應用迭加原理，即將同步發電機從電網切除看作是在電機端部突然并聯1個與切除前大小相等、方向相反的電流源，這樣切除后電機端部瞬變電壓的求解就成為以下2種情況的求解，即：①電機從電網切除前的穩態運行電流②在電機端部突然并聯一與切除前大小相等、方向相反的電流源后，電機端電壓的變化。
2 .1切除前的穩態運行穩態對稱運行時，同步發電機的轉速為常數且等于同步速，勵磁電壓和電流為恒值，電樞電壓和電流是穩定的交變電壓和電流，阻尼繞組的電流為零。
設各相勵磁電勢的瞬時值為若以δ表示勵磁電勢領前于端電壓的相角，則端電壓的瞬時值為轉換到d、q、0坐標系統時有從park方程出發，解得穩態運行時不計電樞電阻r的d、q軸電流分別為式中x分別為直軸及交軸同步電抗。
2 .2切除后的瞬變過程如式（6）（7）所示，切除后相當于在電機端部突然并聯1個電流源求解這一瞬變電流引起的瞬變電壓，假定w =具有如下的形式式中x（p）為電機的直、交軸運算電抗，其表達式如式（12）（23）所示g（p）為直軸傳遞函數。
由于只考慮如式（4）（5）所示的電流引起的后果，因而磁鏈方程式成為為了和切除前的電壓相區別，將切除后的瞬變電壓記作u q，不計電樞電阻時，電壓方程式成為由于三相電壓對稱，零序分量為零。由式（11）可見， u和u的求解成為ψ和ψ的求解。
由文式中x為直軸電樞反應電抗x和x分別為勵磁繞組和阻尼繞組的電抗r和r則分別為勵磁繞組和阻尼繞組的電阻。
則ψ求解ψ的原函數，令即式中為勵磁繞組的時間常數為直軸阻尼繞組的時間常數為勵磁繞組與直軸阻尼繞組間的漏磁系數求解式（15），得式（19）考慮到阻尼繞組電阻標么值比勵磁繞組大得多，從而使τ遠較τ為小，因而令τ則式中τ為定子繞組開路，勵磁繞組短接，即=0時，直軸阻尼繞組的時間常數為直軸電樞繞組和直軸阻尼繞組均開路情況下，勵磁繞組的時間常數的原函數為式中x和x分別為直軸瞬變和超瞬變電抗式中x交軸電樞反應電抗為交軸阻尼繞組電阻令得式中τ為交軸電樞繞組開路時，交軸阻尼繞組的時間常數前述同樣的方法，可得式中x為交軸的超瞬變電抗。
所求之瞬變電壓u為式中u和u為變壓器電勢， u和u為旋轉電勢。
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由式（31）可見，同步發電機從電網切除后，經歷一個瞬變過程，其穩態值為e），其中的數值在勵磁保持不變的情況下，和切除前勵磁電流的大小有關。圖4給出的是1臺 kw，400 v的同步發電機從電網切除后端電壓和勵磁電流的示波圖，該機在切除前i =0 ，且運行在欠激狀態。
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=0時端電壓的瞬變過程≠0時端電壓的瞬變過程5參數計算結果和分析利用前述方法在實驗室進行反復試驗的基礎上，對上海電機廠生產的1臺小型同步發電機測取了參數。表1給出了該電機參數的計算結果。其設計數據以及該廠用突然短路法和靜測法所取得的d、q軸參數一起列于表中。被試電機的銘牌數據備注設計數據突然短路法上海電機廠試驗數據靜測法上海電機廠試驗數據試驗（一）切除前δ試驗（二）切除前δ試驗（三）切除前δ利用表中試驗（一）和試驗（二）發電機租賃所得參數進行模擬計算的結果與試驗結果的比較如圖6 ，圖7所示。
模擬計算時采用傳統的數學模型，即式中i分別為勵磁繞組和阻尼繞組中的電流。
其模擬計算的結果一起列于圖6、圖7中。式（41）中各參數由表1中數據求取。其關系見文。
從表1及圖6、圖7可見：時的計算和實驗曲線（1）圖7計算結果和試驗結果接近，圖6中最大點的誤差在7 左右，誤差主要來自以下方面：①模型誤差，即假設d、q軸只有1個阻尼繞組②測量誤差③數據處理誤差。
（2）試驗（三）所得x與其它試驗相差較大。
除上述原因外，可能還有功角δ的測量誤差以及原動機轉速的波動。
時的計算和實驗曲線6結論=0時的端電壓瞬變過程計算的d軸參數，結果比較令人滿意。
（2）試驗（二）所得各參數較試驗（一）均小，說明本文所述方法根據發電機從電網切除前勵磁電流的大小，可以反映磁路飽和對電機參數的影響。
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鞠平，等。同步發電機參數辨識的模擬進化方法[ j] .電工技術陳文純。電機瞬變過程[ m] .北京：機械工業出版社， 1982.
隨i變化的程度較小。
發電機租賃隨i的變化情況隨i的變化情況由圖8可以看出，隨著轉速的升高，效率η增大。這是因為在功率相同的情況下，轉速越高，相電流越小，銅耗越小，有利于效率的提高。因此，應盡量在較高轉速下運行。
的變化情況與轉速、輸出電流的關系曲線。轉速升高，有利于δv減小，因為轉速升高后電機電流將減小，由電流變化引起的儲能電容電壓脈動δv也將減小。輸出電流越大，δv越大，從而δv也越大。
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