消磁脈沖交流發電機定子電流的數值計算

李志新，張國友

（海軍工程大學電氣工程學院，武漢 430033）

消磁脈沖交流發電機定子電流的數值計算

李志新，張國友

（海軍工程大學電氣工程學院，武漢 430033）

論文首先闡述了基于同步發電機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電機的工作特性，求得了同步發電機定子電流的解析表達式，并采用數值逼近法計算出了定子電流瞬時值及相關參數，最后某消磁站的實驗數據表明，理論計算結果和實驗測量值相符，證明了數值計算方法的正確性。

消磁脈沖電源 同步發電機不控整流 換相電抗 數值計算

0 引言

在艦船消磁勤務中，為達到消除艦船固定磁場的目的，消磁主電源需產生圖1所示的正負交替、幅值逐步衰減的脈沖電流，電流波形（上升下降時間、超調量等）要求嚴格，且首脈沖幅值達數千安培甚至更大，末脈沖幅值則僅為數十安培，這就對消磁主電源提出了很高的要求[1]。

傳統的基于直流發電機的消磁主電源有著控制便捷等優點，但存在大功率時換相難、功率密度小、體積大、造價高等缺點，尤其是隨著艦船噸位的不斷增大，消磁勤務所需脈沖電流的幅值隨之增大，基于直流發電機的消磁脈沖電源的局限性日益突出。同步交流發電機有著輸出功率大、功率密度大、造價低、可靠性高等優點，基于同步交流發電機的消磁脈沖電源能突破基于直流發電機的消磁主電源的局限性，是消磁電源的發展趨勢[2]。但在消磁工況下，同步發電機工作于不對稱狀態，定子電流與對稱時有很大的區別，本文著重對其進行分析計算。

1 同步發電機不控制整流消磁脈沖電源

基于同步電機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勢，如圖2所示。

柴油機拖動飛輪和同步發電機至額定轉速（1500 r/min），勵磁控制裝置根據接收到的控制信號和反饋信號產生勵磁電壓，給同步發電機提供勵磁電流，發電機輸出的交流電經不控整流整成直流電，換相柜根據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所示的正負交替、幅值逐步衰減的脈沖式消磁工作電流。發電機以同步轉速旋轉，在某一脈沖期間，勵磁電流不變，機端電壓為對稱三相電壓，eφ為相電壓幅值，如圖3所示。

2 同步電機定子電流的解析解

同步發電機帶不控整流負載時電路模型如圖4所示：D1至D6為電力二極管，組成三相不控整流橋，eA、eB、eC為發電機三相對稱電勢，如式（1）所示；r為電樞電阻；x為電樞感抗，由于電機帶整流負載，工作在不對稱狀態，所以x為同步電機超瞬態感抗；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交替、幅值逐步衰減的脈沖電流，但在每一個脈沖期間，ID可視為不變（電阻RD很小，相比之下LD顯得大，故時間常數較大）

根據電機銘牌參數以及相關的實驗數據，得圖4所示電路的參數為：單相電樞電阻r=0.00095 Ω；電機的xd≈xq，超瞬態感抗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，各相由導通到截止或由截止到導通的過程中，有個電流換相過程，以電流從B相換到C相為例分析同步電機定子電流的解析解。如圖1所示，換相前A相電壓值最大，B相電壓值最小，故有

自然換相點在ωt=0.5π，但由于電阻r的存在，換相點會提前到ωt=δ。此時：電流由B相向C相換流時，B、C兩相短路，電路如圖6所示。

由圖6有：

換相結束到下一次換相開始前，電路如圖7所示。

三相不控整流每個脈波的周期為π/3，換流時（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，在不計電力二極管的管壓降ΔU時，消磁繞組兩端電壓為

3 同步電機定子電流的數值計算

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

計算得到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eφ=1.0，根據δ、θ1和式（4）可計算出iB瞬時值，進而根據三相電流的關系，得出iA、iC瞬時值，其波形如圖9所示。再根據式（3）和式（6），可計算出直流側電壓Ud瞬時值，其波形如圖10所示。

4 實驗結果分析

基于同步電機不控整流的消磁主電源系統在某消磁站的改造中首次使用，運行過程中，用錄波儀錄得發電機定子電流波形如圖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不變的假設相符；換流過程約為2.3 ms（對應電角度41.4°），計算值為43.3395°。讀取發電機機端電壓和直流側電壓，并計算K1，如表1所示，與計算得到的K1=1.4076很相近。實驗結果與理論分析相符。

5 小結

本文在闡述基于同步發電機不控整流的消磁主電源的原理和組成的基礎上，對消磁工況下同步發電機不控整流的工作特性進行了研究，并結合消磁繞組這一特殊負載的特點，充分考慮電流換相過程，得到了同步發電機電子電流的解析表達式，并用數值逼近法計算出了定子電流的瞬時值及相關參數。某消磁站的實驗表明，計算結果與測量值相符。

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[1] 張國友. 發電機模式的消磁主電源系統設計與實踐[C]. 2012年艦艇消磁發展方向研討會論文集, 2012.

[2] 李志新. 基于同步發電機不控整流的消磁脈沖電源勵磁控制系統研究[J]. 船電技術，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

國家自然科學基金（51277176）

李志新 (1981-)，男，碩士，講師。研究方向：電工理論與新技術。