消磁脈沖交流發(fā)電機(jī)定子電流的數(shù)值計(jì)算

李志新，張國友

（海軍工程大學(xué)電氣工程學(xué)院，武漢 430033）

消磁脈沖交流發(fā)電機(jī)定子電流的數(shù)值計(jì)算

李志新，張國友

（海軍工程大學(xué)電氣工程學(xué)院，武漢 430033）

論文首先闡述了基于同步發(fā)電機(jī)不控整流的消磁脈沖電源的原理及組成，接著研究了消磁工況下同步發(fā)電機(jī)的工作特性，求得了同步發(fā)電機(jī)定子電流的解析表達(dá)式，并采用數(shù)值逼近法計(jì)算出了定子電流瞬時(shí)值及相關(guān)參數(shù)，最后某消磁站的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，理論計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測(cè)量值相符，證明了數(shù)值計(jì)算方法的正確性。

消磁脈沖電源 同步發(fā)電機(jī)不控整流 換相電抗 數(shù)值計(jì)算

0 引言

在艦船消磁勤務(wù)中，為達(dá)到消除艦船固定磁場(chǎng)的目的，消磁主電源需產(chǎn)生圖1所示的正負(fù)交替、幅值逐步衰減的脈沖電流，電流波形（上升下降時(shí)間、超調(diào)量等）要求嚴(yán)格，且首脈沖幅值達(dá)數(shù)千安培甚至更大，末脈沖幅值則僅為數(shù)十安培，這就對(duì)消磁主電源提出了很高的要求[1]。

傳統(tǒng)的基于直流發(fā)電機(jī)的消磁主電源有著控制便捷等優(yōu)點(diǎn)，但存在大功率時(shí)換相難、功率密度小、體積大、造價(jià)高等缺點(diǎn)，尤其是隨著艦船噸位的不斷增大，消磁勤務(wù)所需脈沖電流的幅值隨之增大，基于直流發(fā)電機(jī)的消磁脈沖電源的局限性日益突出。同步交流發(fā)電機(jī)有著輸出功率大、功率密度大、造價(jià)低、可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，基于同步交流發(fā)電機(jī)的消磁脈沖電源能突破基于直流發(fā)電機(jī)的消磁主電源的局限性，是消磁電源的發(fā)展趨勢(shì)[2]。但在消磁工況下，同步發(fā)電機(jī)工作于不對(duì)稱狀態(tài)，定子電流與對(duì)稱時(shí)有很大的區(qū)別，本文著重對(duì)其進(jìn)行分析計(jì)算。

1 同步發(fā)電機(jī)不控制整流消磁脈沖電源

基于同步電機(jī)不控整流的消磁脈沖電源為電力二極管三相全波整流，得到的消磁脈沖波形好，且有可靠性高的顯著優(yōu)勢(shì)，如圖2所示。

柴油機(jī)拖動(dòng)飛輪和同步發(fā)電機(jī)至額定轉(zhuǎn)速（1500 r/min），勵(lì)磁控制裝置根據(jù)接收到的控制信號(hào)和反饋信號(hào)產(chǎn)生勵(lì)磁電壓，給同步發(fā)電機(jī)提供勵(lì)磁電流，發(fā)電機(jī)輸出的交流電經(jīng)不控整流整成直流電，換相柜根據(jù)脈沖電流的方向需求將直流電輸送至消磁繞組，從而得到圖1所示的正負(fù)交替、幅值逐步衰減的脈沖式消磁工作電流。發(fā)電機(jī)以同步轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，在某一脈沖期間，勵(lì)磁電流不變，機(jī)端電壓為對(duì)稱三相電壓，eφ為相電壓幅值，如圖3所示。

2 同步電機(jī)定子電流的解析解

同步發(fā)電機(jī)帶不控整流負(fù)載時(shí)電路模型如圖4所示：D1至D6為電力二極管，組成三相不控整流橋，eA、eB、eC為發(fā)電機(jī)三相對(duì)稱電勢(shì)，如式（1）所示；r為電樞電阻；x為電樞感抗，由于電機(jī)帶整流負(fù)載，工作在不對(duì)稱狀態(tài)，所以x為同步電機(jī)超瞬態(tài)感抗；LD、RD分別為消磁繞組電感和電阻；ID為消磁電流，雖然消磁電流為正負(fù)交替、幅值逐步衰減的脈沖電流，但在每一個(gè)脈沖期間，ID可視為不變（電阻RD很小，相比之下LD顯得大，故時(shí)間常數(shù)較大）

根據(jù)電機(jī)銘牌參數(shù)以及相關(guān)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，得圖4所示電路的參數(shù)為：?jiǎn)蜗嚯姌须娮鑢=0.00095 Ω；電機(jī)的xd≈xq，超瞬態(tài)感抗x=0.011456 Ω；消磁繞組電阻RD=0.07 Ω。

理想的三相全波整流直流側(cè)的電壓波形如圖5所示，但由于電樞感抗x的存在，電流不能突變，各相由導(dǎo)通到截止或由截止到導(dǎo)通的過程中，有個(gè)電流換相過程，以電流從B相換到C相為例分析同步電機(jī)定子電流的解析解。如圖1所示，換相前A相電壓值最大，B相電壓值最小，故有

自然換相點(diǎn)在ωt=0.5π，但由于電阻r的存在，換相點(diǎn)會(huì)提前到ωt=δ。此時(shí)：電流由B相向C相換流時(shí)，B、C兩相短路，電路如圖6所示。

由圖6有：

換相結(jié)束到下一次換相開始前，電路如圖7所示。

三相不控整流每個(gè)脈波的周期為π/3，換流時(shí)（ωt=δ至ωt=θ1）消磁繞組兩端的電壓如式（3）所示，換流后（ωt=θ1至ωt=δ+π/3）消磁繞組兩端電壓如式（6）所示，所以，在不計(jì)電力二極管的管壓降ΔU時(shí)，消磁繞組兩端電壓為

3 同步電機(jī)定子電流的數(shù)值計(jì)算

設(shè)Ud=K1eφ，式（5）中的非周期分量衰減系數(shù)則相關(guān)參數(shù)的計(jì)算流程框圖如圖8所示：1）程序開始后設(shè)定K1的初值與三相全波不控整流不考慮換流時(shí)的值相同，1.654；2）根據(jù)式(2）可計(jì)算出換相起始角δ；3)設(shè)置K2的初值為1.0（K2恒小于1.0）；4）根據(jù)式（5）計(jì)算換相結(jié)束角θ1；5）根據(jù)δ和θ1計(jì)算K2；6）將計(jì)算得到的K2值與設(shè)定的K2值比較，若二者之差大于設(shè)定值的0.3%，則將K2設(shè)定值減小0.0001，回到第4步。若二者之差小于設(shè)定值的0.3%，則進(jìn)行下一步的計(jì)算；6）根據(jù)前面得到的δ和θ1和式（8），計(jì)算Ud，進(jìn)而計(jì)算K1；7）將計(jì)算得到的K1值與設(shè)定的K1值比較，若二者之差大于設(shè)定值的0.3%，則將K1設(shè)定值減小0.0001，回到第2步。若二者之差小于設(shè)定值的0.3%，則結(jié)束計(jì)算。

計(jì)算得到K1=1.4076、K2=0.9372、δ=89.3681°、θ=132.7076°，換相角1θ1-δ=43.3395°、換相提前角（比自然換相角提前角度）π/2-δ=0.6319°。設(shè)eφ=1.0，根據(jù)δ、θ1和式（4）可計(jì)算出iB瞬時(shí)值，進(jìn)而根據(jù)三相電流的關(guān)系，得出iA、iC瞬時(shí)值，其波形如圖9所示。再根據(jù)式（3）和式（6），可計(jì)算出直流側(cè)電壓Ud瞬時(shí)值，其波形如圖10所示。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

基于同步電機(jī)不控整流的消磁主電源系統(tǒng)在某消磁站的改造中首次使用，運(yùn)行過程中，用錄波儀錄得發(fā)電機(jī)定子電流波形如圖11所示（由于條件限制，僅錄了兩相）：與圖9所示的仿真波形基本一致，電流脈沖頂部平坦，與脈沖期間ID不變的假設(shè)相符；換流過程約為2.3 ms（對(duì)應(yīng)電角度41.4°），計(jì)算值為43.3395°。讀取發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓和直流側(cè)電壓，并計(jì)算K1，如表1所示，與計(jì)算得到的K1=1.4076很相近。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論分析相符。

5 小結(jié)

本文在闡述基于同步發(fā)電機(jī)不控整流的消磁主電源的原理和組成的基礎(chǔ)上，對(duì)消磁工況下同步發(fā)電機(jī)不控整流的工作特性進(jìn)行了研究，并結(jié)合消磁繞組這一特殊負(fù)載的特點(diǎn)，充分考慮電流換相過程，得到了同步發(fā)電機(jī)電子電流的解析表達(dá)式，并用數(shù)值逼近法計(jì)算出了定子電流的瞬時(shí)值及相關(guān)參數(shù)。某消磁站的實(shí)驗(yàn)表明，計(jì)算結(jié)果與測(cè)量值相符。

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[1] 張國友. 發(fā)電機(jī)模式的消磁主電源系統(tǒng)設(shè)計(jì)與實(shí)踐[C]. 2012年艦艇消磁發(fā)展方向研討會(huì)論文集, 2012.

[2] 李志新. 基于同步發(fā)電機(jī)不控整流的消磁脈沖電源勵(lì)磁控制系統(tǒng)研究[J]. 船電技術(shù)，2013，33（8）23-25.

Numerical Calculation of Stator Current of Pulse Alternator for Deperming

Li Zhixin, Zhang Guoyou
(College of Electrical Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033，China)

The principle and composing of the deperming pulse power source based on synchronous generator-uncontrolled rectifier are expatiated in this paper , the characteristics of the synchronous generator for deperming are researched, the stator current’s analytical formula of the synchronous generator are calculated, and the numerical approximation technologies are used to calculate the stator’s instantaneous current and correlative parameter. The experiment data of one deperming station show that the results of calculation and the data from experiment measure are wholly consistent, and the numerical calculation method is effective.

deperming pulse power source; synchronous generator-uncontrolled rectifier; commutating reactance; numerical calculation

TM46

A

1003-4862（2014）03-0001-04

2013-09-19

國家自然科學(xué)基金（51277176）

李志新 (1981-)，男，碩士，講師。研究方向：電工理論與新技術(shù)。