发动机负荷论文

发动机负荷论文（精选3篇）

发动机负荷论文 篇1

1 欧洲轻负荷发动机油及其台架试验的发展概况

ACEA (欧洲汽车制造商协会) 规格是在API分类的基础上制定的车用发动机油质量分类体系, 具有一定的代表性。由于欧洲在发动机设计、车辆行驶条件及环保节能方面与美国截然不同, 对发动机油关注点与程度也有所不同, 欧洲车用发动机油规格由于加入了汽车制造厂家的内部规格, 所以说欧洲比美国车用发动机油规格更加复杂, 但是欧洲汽车制造厂家在积极推进自己内部规格的同时, 仍以满足ACEA规格要求为先决条件。

欧洲车用发动机油规格实现统一的时间比美国晚, 欧洲汽车制造商协会CCMC (ACEA前身) 从1983年开始第一次公布其规格, 其中欧洲CCMC轻负荷发动机油的评定试验包括PW-1、Ford C o r t i n a、M 1 0 2 E和F i a t 1 3 2、OM616等。PW-1与L-38一样, 都是用于评定发动机油的铜-铅轴瓦腐蚀, 欧洲从1996年开始, ACEA的规格中就不再列入这2个试验。Ford Cortina高温沉积是根据欧洲汽车的特点 (输出功率大、机械负荷和热负荷比美国高) 评定粘结、沉积物和磨损。M102E黑色油泥台架试验, 主要由于欧洲的汽车在高温、高速和低温、低速反复交变行驶的情况下, 容易产生黑色油泥而建立该方法。Fiat132用于评定油品的早燃性能, 这是由于欧洲早期的汽油车普遍存在的现象。OM616气门机构磨损台架试验是根据欧洲车速高、发动机转速高、油温高、换油周期长等特点, 因而要求发动机油具有良好的耐磨性能。1995年CCMC组织被ACEA新的欧洲汽车制造商协会所取代。

1996年ACEA修改了CCMC的质量等级, 发布了新等级, 将汽油机油分为A1-96、A2-96、A3-96;小轿车柴油机油分为B1-96、B2-96、B3-96。

1998年3月1日, 在1996年的基础上, ACEA颁布了ACEA A1-98、A2-96 (第二版) 、A3-98汽油机油规格, B1-98、B2-98、B3-98、B4-98小轿车柴油机油规格。ACEA B-98与ACEA B-96相比有下列不同点:新增了B4规格, 符合此规定的柴油机油用于直喷式轿车柴油机, 要求使用VW直喷涡轮增压柴油机评定油品的高温清净性, 磨损试验OM602A对油品粘度的增加、气缸套抛光、气缸磨损、机油消耗量规定了具体指标, 中温分散性试验用发动机由XUD11 ATE变为XUD11BTE, 后者是该系列发动机的最新型式, 使用电控柴油喷射系统。

1999年9月1日ACEA颁布了新规格, 但是ACEA A-99、ACEA B-99与ACEA A-98、ACEA B-98相比, 规格则没有变化。

2002年2月1日ACEA在1999年规格的基础上, 颁布了ACEA 2002规格。其中ACEA A-02比起ACEA A-99、ACEA A-98则有一些改变, 主要是加入了A4和A5两类油, A4主要是用在汽车直喷汽油发动机上的油品规格, A5则是在A3-98基础上增加了燃料经济性要求。ACEA B-02规格与ACEA B-98规格相比在试验台架方面主要有如下变化:B5-02增加了VW DI, B4-02、B5-02中的VW DIXUD11 BTE台架试验的要求更加严格;此外OM 602A也规定了具体的限制指标。

2004年11月1日ACEA颁布了ACEA 2004规格。ACEA 2004将汽油轿车发动机油规格 (A系列) 和柴油轿车发动机油规格 (B系列) 合并为一类, 形成A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04四个规格, 而且针对装备尾气处理装置的小轿车发动机, 颁布了新的C系列小轿车发动机油规格。与ACEA A-02、B-02比较, A/B系列将B系列中的B2取消, 将A、B规格合并, A、B规格中发动机台架试验都做, ACEA 2004规格修改稿中的中温分散性台架试验增加了DV4TD台架试验, 与XUD11 BTE可以选择其一, A/B规格与C规格的区别在于理化指标的要求有所不同, 而台架试验要求相同。

2007年2月28日ACEA正式发布了新的ACEA 2007规格。在A/B规格中, 评价润滑油中温分散性的台架试验中去掉了XUD11 BTE, 只采用DV4TD台架试验, 但是如果有2005年之前的XUD11 BTE通过数据, 可不做DV4;保留了OM602A磨损试验, 但是只要OM646LA成熟则可取代OM602A及OM646。

2 ACEA 2007轻负荷发动机油台架试验

(1) 梅赛德斯-奔驰M 1 1 1黑色油泥台架试验 (CECL-53-T-95)

梅赛德斯-奔驰M 1 1 1黑色油泥台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟欧洲市区、郊区和高速公路行驶工况, 评价汽油机油抑制油泥沉积物生成和抗发动机气门机构磨损的能力。

梅赛德斯-奔驰M111黑色油泥台架试验采用德国梅赛德斯-奔驰公司生产的M111 E20汽油发动机, 排量2.0 L, 该款试验发动机为四缸、滑动从动件、顶置凸轮轴、进气道电控喷油、水冷摇臂罩式汽油发动机。

试验程序由四部分组成, 每部分各有不同的工作循环, 机油量控制在4 350 g范围内, 试验时间共计257 h, 梅赛德斯-奔驰M111黑色油泥台架试验程序见表1。

试验结束后评价气缸盖、气缸盖罩盖、油底壳、正时链条罩盖的油泥沉积。发动机油分析的项目有:40℃和100℃运动粘度、燃油稀释量、碱值、硫酸盐灰分、固体含量和磨损金属元素含量。

梅赛德斯-奔驰M111黑色油泥台架试验通过指标见表2。

(2) 梅赛德斯-奔驰M111燃油经济性台架试验 (CEC L-54-T-96)

梅赛德斯-奔驰M111燃油经济性台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟底盘测功机上欧洲排放工况, 测量汽油机油对汽油小轿车经济性的影响。

梅赛德斯-奔驰M111燃油经济性台架试验采用德国梅赛德斯-奔驰公司生产的M111 E20汽油发动机, 排量2.0 L, 该款试验发动机为四缸、滑动从动件、顶置凸轮轴、进气道电控喷油、带有不需要停机的“动态冲洗”机油置换系统的汽油发动机。

试验程序包括运行基准参考油试验循环、快速冲洗试验油、运行试验油试验循环3次。在试验油进行稳态机油老化试验循环时, 该试验循环包括2个部分8个阶段, 每个阶段的时间是2 h24 min10 s, 采用不同转速、负荷、发动机冷却液和机油温度进行试验, 在试验油循环试验条件下两部分循环中测量燃油消耗。其余的试验时间包括基准参考油试验循环和参考油与试验油冲洗的时间。整个试验程序时间为24 h。

试验结束后以试验油相对于参考油的燃油消耗变化率来表示燃油经济性的改进率。梅赛德斯-奔驰燃油经济性台架试验通过指标 (A/B系列) 见表3。梅赛德斯-奔驰燃油经济性台架试验通过指标 (C系列) 见表4。

(3) 标致TU5 JP+L4高温沉积物、活塞环粘结和机油增稠台架试验 (CEC L-88-T-02)

标致T U 5 J P+L 4高温沉积物、活塞环粘结和机油增稠台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟车辆在欧洲高速公路上的行驶工况, 评价汽油发动机油抑制机油粘度增长、高温沉积物生成、活塞环粘结的能力。

标致TU5 JP+L4高温沉积物、活塞环粘结和机油增稠台架试验采用法国标致公司生产的TU5 JP+L4直列四缸、油底壳重新改造的汽油发动机, 排量1.5 L。

试验程序共分6个循环, 每个循环分2个阶段 (共计12 h) , 整个试验过程为72 h。第一阶段 (11 h50min) 试验条件为油门全开、发动机转速5 600 r/min、机油温度150℃、发动机冷却液温度110℃;第二阶段试验条件为怠速10 min。

试验结束后进行活塞漆膜、积炭和活塞环粘结评分。发动机油旧油分析的项目为12 h、24 h、48 h、60 h、72 h旧油的40℃运动粘度与新油相比, 计算出40℃运动粘度的增长量。标致TU5 JP+L4高温沉积物、活塞环粘结和机油增稠台架试验通过的指标见表5。

(4) 标致TU3M气门机构擦伤磨损台架试验 (CEC L-38-A-94)

标致T U 3 M气门机构擦伤磨损台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟城市短途低速/低温和中速/高温工况, 评价发动机油对气门机构磨损的影响。

标致TU3M气门机构擦伤磨损台架试验采用法国标致公司生产的TU3M/KDX直列四缸发动机, 排量1.3 L。

试验程序:首先在发动机转速1 500 r/min、机油温度40℃、发动机冷却液温度45℃条件下运转40 h;然后在发动机转速3000 r/min、机油温度100℃、发动机冷却液温度90℃条件下运转60h。

试验结束后对摇臂衬垫擦伤进行评分, 测量凸轮的磨损。发动机油旧油分析的项目有:分析0、40、100 h铁元素含量及燃油稀释量。标致TU3M气门机构擦伤磨损台架试验通过的指标见表6。

(5) 标致DV4TD中温分散性台架试验 (CEC L-93-04)

标致DV4TD中温分散性台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟高速公路上柴油小轿车高速行驶的工况, 评价发动机油抑制因烟炱而导致机油粘度增长的能力及发动机活塞的清净性。

标致DV4TD中温分散性台架试验采用法国标致公司生产的DV4 TD L4直列四缸高压共轨柴油发动机。

试验程序为磨合10 h, 然后连续运转120 h。240个循环程序由表7中2个阶段组成。

试验结束后对活塞的漆膜和活塞环粘结进行评分。发动机油旧油分析的项目有:每隔24 h取一个油样, 分析其100℃运动粘度、烟炱含量和铁元素含量;用插值法计算出在6%烟炱含量的情况下, 机油100℃运动粘度的增长量。标致DV4TD中温分散性台架试验通过的指标见表8。

(6) 大众涡轮增压直喷式柴油机活塞清净性和活塞环粘结台架试验 (CEC L-78-T-99)

大众涡轮增压直喷式柴油机活塞清净性和活塞环粘结台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟欧洲高速工况以及随后的怠速工况, 评价发动机油对活塞清净性和活塞环粘结的影响。

大众涡轮增压直喷式柴油机活塞清净性和活塞环粘结台架试验采用德国大众公司生产的VW TDI直列四缸、涡轮增压直喷发动机, 排量1.9 L。

试验程序首先进行油底壳机油温度40℃条件下怠速运转30 min, 然后在发动机转速4 150 r/min、全负荷和油底壳机油温度145℃条件下运转150 min, 循环往复, 试验时间共计54 h。

试验结束后对活塞积炭、漆膜和环槽积炭充满情况进行评分, 对活塞环粘结情况进行评价。发动机油分析的项目有:40℃运动粘度和100℃运动粘度、碱值、铁元素含量、铬元素含量、铜元素含量及烟炱含量。大众涡轮增压直喷式柴油机活塞清净性和活塞环粘结台架试验通过的指标见表9。

(7) 梅赛德斯-奔驰OM602A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验 (CEC L-51-T-98)

梅赛德斯-奔驰O M 6 0 2 A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验用于ACEA 2007中A1/B1-04、A3/B3-04、A3/B4-04、A5/B5-04、C1-04、C2-04、C3-07、C4-07规格, 它通过模拟低温、低速和高温、高速工况, 评价发动机油抗磨损、抑制油品增稠、活塞沉积物形成的能力。

梅赛德斯-奔驰OM602A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验采用德国梅赛德斯-奔驰公司生产的OM602A五缸直列涡轮增压、直喷柴油发动机, 排量2.5 L。

试验程序包括200个重复循环, 一个循环分为23个不同阶段, 每个循环时间为1 h, 整个试验过程共计200 h。梅赛德斯-奔驰OM602A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验程序见表10。

试验结束后对凸轮、气缸套磨损、气缸套抛光进行评价。发动机油分析的项目有:40℃运动粘度和100℃运动粘度、碱值、烟炱含量、铝元素含量、铬元素含量、铁元素含量、铜元素含量、硅元素含量。

梅赛德斯-奔驰OM602A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验通过指标 (A/B系列) 见表11。梅赛德斯-奔驰OM602A磨损、粘度稳定性和机油消耗台架试验通过指标 (C系列) 见表12。

3 我国轻负荷发动机油台架试验的发展

目前, 我国车用发动机油一直采用美国API质量等级分类, 相关评定发动机油台架也是从美国引进的。就发动机油台架而言, 中石油、中石化先后从美国引进CRC L-38、Sequence IID、Sequence IIID、Sequence VD、Sequence IIIE、Sequence VE、SequneceV I、Caterpillar1G2/1H2、Caterpillar 1M-PC、Caterpillar1K/1N、Mack T-8、Mack T-9、Cummins ISM等台架, 但是对于欧洲发动机油最新评定台架的引进, 中石油正在进行VW1.9、DV4TD两套ACEA发动机油台架的引进工作。相对于美国API标准的台架引进, 欧洲ACEA发动机油台架的引进还是非常匮乏。而国内主要汽车厂商大部分引进欧系乘用车技术, 对于该类车系国内采用什么标准对发动机油进行评判, 是沿袭美国API标准, 还是结合国内实际情况及欧洲ACEA标准综合考虑制定全新标准, 成为汽车厂商和石化行业亟待解决的问题。国外由于轻负荷发动机尤其是轻负荷柴油发动机具有良好的经济性能, 广泛用于柴油轿车和柴油轻型车, 应用前景非常广阔, 借鉴国外主要汽车厂商如奔驰、大众等汽车公司对轻负荷柴油发动机油的具体要求, 建立中国汽车厂商的轻负荷柴油发动机油标准和评价台架, 有助于国内柴油乘用车和轻型车的发展。

轻负荷柴油发动机油台架试验的发展, 不仅需要国内汽车厂商选定适合中国国情的柴油机, 而且需要石化行业的合作与支持。只有这样, 才能实现轻负荷柴油发动机油的实用化和标准化, 节约有效资金, 推动柴油乘用车和轻型车节能减排的有效实施。

摘要：随着车辆的快速增长, 轻负荷发动机需求量不断加大, 已成为各汽车厂商扩充实力的重点, 尤其是轻负荷柴油发动机更成为关注的焦点, 其原因在于柴油发动机具有良好的燃油经济性和环保特性, 与我国节能和环保政策相呼应。在此环境下, 如何更好地引进和借鉴欧洲先进的轻负荷发动机的技术为我所用, 针对油品研究和应用而言, 如何将欧洲的轻负荷发动机油评价方法与我国轻负荷发动机设计特点和工况有机结合起来, 将成为汽车行业和石化行业研究的重中之重。

浅析电动机超负荷的原因 篇2

在异步电动机的实际应用中, 经常会出现超负荷现象。如果电动机长时间超负荷或超负荷太严重, 则会导致电动机损坏。电动机超负荷主要有以下几方面的原因:

1.电能质量差

非正弦电压、不对称电压、电压和频率偏离额定值太多, 会使电能质量受到严重影响, 这也就是电动机超负荷的普遍原因。在实际生产中, 负荷过重主要原因有以下几方面:①皮带、齿轮等传动机构过紧或过松。②联轴机件歪斜, 传动机构有异物卡住。③润滑油干涩, 轴承卡死, 机件锈死。④电压过高过低, 使损耗增加。⑤负载搭配不当, 电动机额定功率小于实际负载。

另外, 当供电设备容量不足或供电导线截面太小时, 会使电压损失过大, 造成负荷电压太低。当供电电压低于额定值时, 电动机定子电流和转子电流都增加, 使绕组中的铜损增加, 致使电动机发热, 导致绝缘材料老化。

当电网电压增加时, 电动机的激磁电流增加, 定子的铜损、定子和转子的铁损也加大, 使电动机内部的基波磁场被消弱, 电磁转矩下降, 但负荷的阻力转矩不变, 这样, 电动机的定子电流将增大, 导致铜损增加。另外, 高次谐波磁场引起定子转子铁损增加, 电动机发热。

不对称电压过大, 将造成电动机各组电流分配不平衡。比如, 变压器三相绕组中某相发生异常, 输送不对称电源电压;输电线路长, 导线截面大小不均, 阻抗压降不同, 造成各相电压不平衡;动力、照明混合共用, 其中单相负载多。造成各相用电负荷分布不均, 使供电电压、电流不平衡。这样就会使某一相绕组有可能超负荷。

2.断相运行

断相运行首先发生在定子绕组、转子绕组故障上。主要原因有以下几方面:①定子内膛有灰尘、杂物、硬性创伤, 造成匝间断路。②定子绕阻某相断路。③定子绕组受潮, 有漏电现象。④轴承、转子受损变形, 转子与定子绕组相擦。⑤鼠笼式转子绕组断条开焊, 产生不稳定电流。

另外, 造成断相的原因还有熔断器熔断, 供电导线断开, 空气开关、刀闸、磁力起动器触点烧坏, 电动机出线和接线端之间连线松脱。

3.电动机发生故障

电动机发生故障后, 往往电机负荷过重, 电机过热受损。如电机不能启动或电机转速太慢, 都是负载过重所致;电机转速太高, 主要是电源电压太高;电刷冒火花及换向器电刷剧烈发热, 一般是电刷与换向器接触不好;电机运转时发热是由于电机绕组中有短路、接地故障所致;电机运行时有噪声是由于轴承磨损、锈蚀所致。

4.超常工作

电动机超常工作, 比如电动机不按规定频繁启动、制动、正反转运行, 低速运行时间过长, 运行工作时间过长, 都能造成电动机电流的超负荷。

5.超过额定容量长期运行

在正常运行时, 电机不允许超过额定容量长期运行。当电机电压低于额定值时, 允许适当增大定子电流, 但定子电流最大也不得超过额定值的5%长期运行。

在系统发生短路故障时, 电机定子和转子都有可能短时超负荷, 超负荷将使电机定子、转子的电流都超过额定值。如果超过额定值较多时, 就会使绕组温度有超过允许极限值的危险, 这样就会使绝缘材料过快老化, 甚至造成机械损坏。超负荷数值大, 持续时间长, 则危险性越严重。超负荷允许的数值不仅和持续时间有关, 还与电机的冷却方式有关, 直接内冷的绕组在发热时容易变形, 所以其过负荷的允许值比间接冷却的要小。

发动机负荷论文 篇3

本文所指的暂态电压稳定指的是大扰动下的短期电压稳定问题[1]。由于经济快速发展,以及环境压力不断加大,近年来,电力需求增长的速度高于电网建设的速度,使得电力系统的负担不断加重,电压稳定问题日益突出。世界各地发生的许多电压崩溃事故使得这一问题得到了更多的重视[2,3,4,5]。

电动机负荷作为电力系统中最主要的动态负荷,是暂态电压稳定分析的主要对象之一,应当对各个负荷节点进行相应的评估。然而,目前还缺乏对系统中各负荷节点进行全面评估的有效手段。已有研究结果大多是采用数值仿真进行分析,数值仿真可以对节点的电压稳定性进行有效判别,但很难给出各个节点的暂态电压稳定状况评估信息。

文献[5]给出了一个单机无穷大系统下电动机负荷暂态电压稳定问题的例子,用转矩—滑差特性和数值仿真结果说明了负荷母线的暂态电压稳定性;文献[6]研究了感应电动机参数对于极限切除时间的影响;文献[7]指出了电压失稳可能在功角失稳之前发生,并定义了离线仿真中暂态电压稳定的判断方法以及裕度指标;文献[8]提出了一种新的判断方法,并与文献[7]进行了比较;文献[9]基于稳定域边界的二次近似,定义了新的暂态电压稳定裕度指标,并通过对状态变量的追踪来估计极限切除时间。但是,以上研究都是基于数值仿真,而且不能方便地对各个负荷节点的暂态电压稳定状况进行评估。

对于一个负荷母线,通过戴维南等值,可以将负荷以及外部的输电网络等效为一个电压源经传输线给负荷供电的简单两母线系统。

基于该简单系统,文献[10]提出了一种在线的小扰动电压稳定指标,给出了解析的计算方法,并考虑了电动机的动态特性;然而,其不能用于评估暂态电压稳定状况。

本文在将电力系统等值为简单两母线系统的基础上,采用电力系统分析中广为使用的综合负荷模型,提出了一种解析的负荷母线暂态电压稳定评估方法。根据转矩—滑差曲线以及转子暂态特性,该方法能够较好地估计出简化系统中负荷母线发生三相短路故障下的极限切除时间,并将其作为评价负荷母线暂态电压稳定性的指标。多机系统的仿真结果验证了方法的有效性。

1 广义电动机等效电路

综合负荷模型由3阶感应电动机并联静态负荷构成。其机理性强并能较好地反映实际负荷的动态特征,因而被广泛用于系统仿真和负荷辨识[11,12]。为简便起见,静态负荷采用恒阻抗模型。3阶感应电动机的模型和参数定义见附录A。

用戴维南等效可把母线和外部系统化简为双母线系统,并得到广义的电动机等效电路。等效过程如图1所示。

由于图1(c)中的电路和电动机等效电路具有一致的结构,因此本文把该电路定义为广义电动机等效电路。常规电动机模型的输入电压在暂态过程中是一直变化的,而等效的广义电动机模型的输入电压为恒压源,从而给分析带来了便利。

2 用于计算极限切除时间指标的解析方法

基于简化的两母线系统,可以推导出用于计算负荷母线三相短路接地故障所对应的极限切除时间指标的解析方法。

2.1基于1阶感应电动机模型的初步结果

通过戴维南等值,图1(c)中的广义电动机模型可以被进一步等效为适于分析转矩和滑差特性的电路形式[13],如图2所示。

根据图2所示电路,电磁转矩Te表达式为:

${\rm T}{}_{\text{e}}=\frac{R{}_2}{s}\frac{V{}_{\text{t}}^2}{\left(R{}_{\text{t}}+\frac{R{}_2}{s}\right){}^2+(X{}_{\text{t}}+X{}_2){}^2}(1)$

利用系统参数,可以计算得到广义电动机模型在故障前、故障中和故障后的机械特性曲线。例如,图3是一个典型的机械特性曲线图。故障后电磁转矩曲线和机械转矩存在交点就说明故障后有稳定平衡点,其中滑差较大的交点对应不稳定平衡点,其对应滑差是临界切除滑差。故障中,由于电磁转矩低于负荷机械转矩,因此电动机加速。如果故障期间滑差超过临界滑差,则故障切除后电动机转速不能恢复,失去稳定。

根据式(1),可得临界滑差sc为:

$s{}_{\text{c}}=\frac{R{}_2}{2}\frac{V{}_{\text{t}}^2-2{\rm T}{}_{\text{m}}R{}_{\text{t}}+\sqrt{V{}_{\text{t}}^4-4V{}_{\text{t}}^2{\rm T}{}_{\text{m}}R{}_{\text{t}}-4{\rm T}{}_{\text{m}}^{2}X{}_{\text{t}\text{r}}^2}}{{\rm T}{}_{\text{m}}(R{}_{\text{t}}^2+X{}_{\text{t}\text{r}}^2)}(2)$

式中:Xtr=Xt+X2。

由电动机运动方程,可得母线三相短路接地故障的极限切除时间tc为:

$t{}_{\text{c}}=\frac{2{\rm H}(s{}_{\text{c}}-s{}_0)}{{\rm T}{}_{\text{m}}}(3)$

式中:2H为电动机惯性时间常数;s0为初始滑差。

2.2 考虑转子暂态的补偿算法

因为忽略了转子暂态过程,2.1节中基于1阶电动机模型的初步结果不够精确,偏于乐观,在考虑转子暂态时,需要加以修正。本文针对该初步结果设计了解析的修正算法。

如果忽略定子电阻,转子暂态过程可以描述为:

$\frac{\text{d}\dot{E}}{\text{d}t}=\frac{X-X^{\prime }}{X^{\prime }{\rm T}{}_{0^{\prime }}}\dot{U}-\left(\frac{X}{X^{\prime }{\rm T}{}_{0^{\prime }}}+\text{j}2\text{π}f{}_{0}s\right)\dot{E}(4)$

式中:$\dot{E}$为转子暂态电势;T0′为暂态开路时间常数;X′为转子暂态电抗;X为定子漏抗X1和激磁电抗Xμ之和。

对图1所示广义电动机模型,输入电压为恒压源,由于机械惯性,假定在故障切除后短时间内,滑差近似不变,则式(4)可以写为:

$\{\begin{array}{l}\frac{\text{d}\dot{E}}{\text{d}t}=a-b\dot{E}\\ \dot{E}(0)=c\end{array}(5)$

式中:a,b为式(4)中相应的常数项;c为故障切除时刻转子电动势的初值。

可推导出式(5)的解析解为:

$\dot{E}=\frac{a}{b}-\left(\frac{a}{b}-c\right)\text{e}{}^{-\frac{t}{{\rm T}{}_{\text{r}}}}\text{e}{}^{-\text{j}\omega {}_{\text{s}}t}(6)$

式中:${\rm T}{}_{\text{r}}=\frac{X^{\prime }}{2\text{π}f{}_{0}R{}_2}$,为衰减时间常数;ωs=2πf0sc,为振荡角频率。

对1阶模型的初步结果进行补偿,需要研究该时刻点切除故障后的暂态过程,计算出其中电磁转矩低于机械转矩的减速面积,并由此面积推算出相应的故障持续时间,从而进行补偿。图4给出了在故障切除之后的转子暂态响应曲线和相量图。

由式(4)可以得到$\dot{E}{}_{\text{p}\text{r}\text{e}}$和$\dot{E}{}_{\text{p}\text{o}\text{s}\text{t}\_\infty }$,同时,可以近似认为$\dot{E}{}_{\text{d}\text{e}\text{c}}$与$\dot{E}{}_{\text{p}\text{o}\text{s}\text{t}\_\infty }$方向相反。因此,利用式(6),可以计算出对应的减速面积,进而得到近似的补偿时间。$\dot{E}{}_{\text{d}\text{e}\text{c}}$中有功分量的衰减振荡表达式为:

$E{}_{q\_\text{d}\text{e}\text{c}}=A\text{e}{}^{\frac{-t}{{\rm T}{}_{\text{r}}}}\sin (\text{π}-\theta {}_1-\omega {}_{\text{s}}t)(7)$

式中:$A=1-\text{e}{}^{\frac{-t}{{\rm T}{}_{\text{r}}}}\frac{\sin \theta {}_0}{\sin \theta {}_1}$;tc为1阶模型得到的初步结果。

由式(7),对t从0到(π-θ1)/ωs积分,就可以得到减速面积的解析表达式为:

$S{}_{\text{d}\text{e}\text{c}}={\rm K}(-{\rm M}\cos \theta {}_1+{\rm M}\text{e}{}^{\frac{\text{π}-\theta {}_1}{{\rm T}{}_{\text{r}}\omega {}_{\text{s}}}}+{\rm N}\sin \theta {}_1)(8)$

式中:

$\begin{array}{l}{\rm M}=\frac{A\text{s}\text{i}\text{n}\theta {}_1}{\omega {}_{\text{s}}}+A{\rm T}{}_{\text{r}}\cos \theta {}_1\\ {\rm N}=A{\rm T}{}_{\text{r}}\sin \theta {}_1-\frac{A\text{c}\text{o}\text{s}\theta {}_1}{\omega {}_{\text{s}}}\\ {\rm K}=\frac{{\rm T}{}_{\text{r}}}{\omega {}_{\text{s}}\left(\frac{1}{\omega {}_{\text{s}}^2}+{\rm T}{}_{\text{r}}^2\right)}\text{e}{}^{\frac{-(\text{π}-\theta {}_1)}{{\rm T}{}_{\text{r}}\omega {}_{\text{s}}}}\end{array}$

计算该减速面积所对应的故障时间,修正1阶模型的初步结果,可得最后的极限切除时间tcm为:

$t{}_{\text{c}\text{m}}=t{}_{\text{c}}-\frac{S{}_{\text{d}\text{e}\text{c}}}{{\rm T}{}_{\text{m}}}(9)$

通过对转子暂态过程的修正计算,能纠正1阶模型偏于乐观的初步结果,得到更为准确的极限切除时间指标。

3 算例分析

基于第2节中所提出的解析方法,本文在综合稳定程序(PSASP)中对EPRI 36节点系统(其系统结构图见附录B图B1)进行了分析。由于对各节点的分析方法一致,本文选取节点16和29作为研究对象,来说明方法在多机系统中的适用性。

首先计算了2个负荷节点在不同电动机初始滑差下的极限切除时间指标,并与时域仿真结果进行了对比。之后,针对2个节点具有不同极限切除时间指标的情况,在2个节点连接线路中段设置三相短路接地故障,通过比较二者承受故障的能力验证了评估的有效性。

3.1 对各负荷母线的单独评估

由于本文方法是用于各负荷母线暂态电压稳定状况的单独评估,因此仿真中忽略了发电机动态的影响;同时,在用时域仿真结果对比时,把目标母线以外的负荷设置为恒阻抗负荷,以忽略负荷之间的影响。这样保证了简化后的双节点等效系统能较精确地近似原系统。对所评估母线的电动机负荷一共选取了5组电动机参数,如表1所示。各组参数的滑差从0.010递增到0.030, 其余参数一致,分别为:R2=0.02,X2=0.12,X1=0.295,T0′=0.576 s,2H=2 s。

节点16和节点29的解析计算结果与时域仿真的比较结果如表2所示。结果表明,在单独评估某个负荷节点的暂态电压稳定状况时,利用1阶电动机模型的初步结果偏乐观,这点在极限切除时间较短时尤其明显。而经过转子暂态修正之后的解析结果与时域仿真结果更为接近,且能够保证一定的保守性,更适合作为评估指标。

3.2 解析算法对负荷节点承受故障能力的反映

解析算法的极限切除时间指标反映了各个负荷节点承受故障能力的强弱,对于某个故障邻近的负荷节点来说,其极限切除时间指标越小,则意味着其承受故障能力越弱。

仿真中在节点16和29的连接线中段设计了三相短路接地故障,节点16的电动机模型设置为参数组2,节点29设置为参数组3。由表2可知,此时,节点29的极限切除时间指标是0.075 s,节点16的极限切除时间指标为0.290 s。这反映出2个节点所能承受故障的时间有较大的差别,节点29是最为薄弱的节点,而节点16能够承受较长时间的故障。

仿真计算表明,当切除时间达到0.068 s时,节点29开始失稳,而节点16保持稳定;当切除时间达到0.335 s时,节点16才会在节点29之后相继失稳,这与解析方法对2个节点的暂态电压稳定性评估结果是一致的,验证了解析算法对各节点暂态电压稳定状况评估的有效性。图5是切除时间为0.1 s时2个节点的电动机负荷的电磁转矩和电压响应。

由图5可见,这时节点29的电动机失去稳定,而节点16具备恢复稳定的能力。

需要注意的是,由于只要有一个负荷节点失稳就认为出现了电压稳定问题,因此对于一个具体故障来说,其极限切除时间一般是由故障附近具有最小极限切除时间指标的节点所决定的。像本算例中故障的极限切除时间就是0.068 s,略低于节点29的极限切除时间评估指标0.075 s。实际故障的极限切除时间会与对于各节点的评估指标有所出入,这是由于暂态过程中各负荷节点间的相互影响和故障的位置不同所造成的。

附录C中某地区电网的仿真结果验证了所述方法的有效性。

4 结语

本文首先基于外部网络等效,提出了广义电动机等效电路的概念,并推导了基于1阶感应电动机模型的初步解析计算方法,通过分析3阶感应电动机模型的转子动态,给出了解析的修正方法,进一步提高了分析结果的精度。相比数值仿真方法,本文方法侧重于暂态电压失稳的机理分析,具有物理意义清晰、可解析求解的优点。多机系统的仿真算例表明,该方法能够对系统中各个负荷节点进行单独评估;其得到的极限切除时间指标能够反映各负荷节点对于故障的承受能力。

需要指出的是,在实际多机系统中负荷的暂态电压稳定性由发电机、网络结构、负荷节点自身状态、负荷节点间相互影响等4方面所共同决定。其中发电机与负荷节点间相互影响可以看成外因,而网络结构和负荷节点自身状态的好坏可以看做内因。本文方法本质上是考虑了网络结构和负荷节点自身状态2方面因素,也就是主要是用来评价各负荷节点暂态电压稳定性的内因部分。而某一具体故障的极限切除时间是由故障附近具有最小极限切除时间指标的节点负荷所决定,且由于外因作用,有可能要小于该最小极限切除时间指标。如何考虑外因作用,得到更为保守的极限切除时间指标估计还需要进一步的研究。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。