鐘 慶, 吳浩波, 賀 哲, 許 中, 莫文雄

(1. 華南理工大學(xué)電力學(xué)院, 廣東省廣州市 510640; 2. 廣州供電局有限公司, 廣東省廣州市 510410)

0 引言

開關(guān)設(shè)備在實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的高效控制、保護(hù)及信號(hào)傳遞中起著重要作用。在各種開關(guān)設(shè)備中,交流接觸器以具有可遠(yuǎn)程操作、控制簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn),可與其他器件配合實(shí)現(xiàn)定時(shí)操作、欠壓保護(hù)及各種定量控制等功能,因此廣泛應(yīng)用于各種連續(xù)生產(chǎn)的工業(yè)場(chǎng)合[1]。但由于交流接觸器容易受到電壓暫降影響而跳脫,使得工業(yè)生產(chǎn)過(guò)程中斷,造成停運(yùn)或紊亂,給企業(yè)帶來(lái)巨大的經(jīng)濟(jì)損失[2-3]。因此,研究交流接觸器的電壓暫降抗擾特性具有很強(qiáng)的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要從實(shí)際測(cè)試和仿真分析兩個(gè)方面對(duì)交流接觸器的電壓暫降響應(yīng)特性開展了研究工作。文獻(xiàn)[4]在PSCAD/EMTDC平臺(tái)上搭建了接觸器的電磁暫態(tài)模型,基于仿真結(jié)果繪制了在不同電壓暫降起始角下的電壓耐受曲線(voltage tolerance curve,VTC),以此分析電壓暫降起始角對(duì)交流接觸器響應(yīng)特征及對(duì)電壓暫降穿越能力的影響。文獻(xiàn)[5]建立了交流接觸器的機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程,求解拉格朗日函數(shù),并在MATLAB/Simulink模塊中搭建其仿真模型,對(duì)接觸器線圈發(fā)生電壓暫降時(shí)的響應(yīng)特性及觸點(diǎn)分?jǐn)嗲闆r進(jìn)行研究。文獻(xiàn)[6]以交流接觸器的控制線圈電流為觀測(cè)角度,對(duì)兩款不同型號(hào)接觸器分別進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試并繪制了接觸器的VTC。文獻(xiàn)[7]建立交流接觸器的電磁模型,通過(guò)仿真得到接觸器電磁吸力變化曲線,結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),進(jìn)而得到了交流接觸器的VTC。文獻(xiàn)[3,8]綜合選取多款接觸器作為測(cè)試樣品,以多緯度對(duì)比總結(jié)交流接觸器的抗擾特性,并對(duì)接觸器在非矩形電壓暫降下的響應(yīng)特征進(jìn)行分析。

VTC是描述設(shè)備電壓暫降抗擾特性的主要手段之一。根據(jù)VTC的定義可知,曲線下方的區(qū)域?qū)儆谠O(shè)備無(wú)法耐受的區(qū)域。一般認(rèn)為VTC具有單調(diào)性,即對(duì)于殘余電壓越小的電壓暫降,設(shè)備可耐受的持續(xù)時(shí)間越短。但文獻(xiàn)[3,6-8]中的大量測(cè)試結(jié)果表明,不同類型的交流接觸器均具有以下電壓暫降抗擾特性:當(dāng)電壓暫降起始角為0°時(shí),交流接觸器在殘余電壓為50%時(shí),能耐受的持續(xù)時(shí)間約為20 ms,而在殘余電壓為20%時(shí),能耐受的持續(xù)時(shí)間約為70 ms。該特性與傳統(tǒng)VTC的定義不同,在本文稱之為電壓暫降非單調(diào)抗擾特性。由于交流接觸器電壓暫降非單調(diào)抗擾特性的存在,使得交流接觸器電壓暫降免疫度的評(píng)估結(jié)果與實(shí)際情況產(chǎn)生偏差,難以做到有效地界定設(shè)備或系統(tǒng)的受擾程度,因此需要深入了解電壓暫降非單調(diào)抗擾特性產(chǎn)生的原因。但目前國(guó)內(nèi)外尚未開展該方面的研究工作。

為此,本文以迎擊式交流接觸器為研究對(duì)象,從控制線圈的電氣特性出發(fā),研究交流接觸器電壓暫降非單調(diào)抗擾特性的產(chǎn)生原因。首先,構(gòu)建了交流接觸器的數(shù)學(xué)模型,包括控制線圈的電氣特性和交流接觸器的機(jī)械運(yùn)動(dòng)特性;其次,分析了電壓暫降時(shí)控制線圈的等值電路模型和數(shù)學(xué)模型,通過(guò)求解不同電壓暫降起始角時(shí)控制線圈電流和交流接觸器彈簧壓縮距離,確定交流接觸器是否跳脫,從而確定交流接觸器的電壓暫降抗擾特性,并從理論上分析了電壓暫降非單調(diào)抗擾特性產(chǎn)生的原因;最后,通過(guò)實(shí)驗(yàn)觀察控制線圈的電流波形,驗(yàn)證了本文研究結(jié)果的正確性。

1 交流接觸器的數(shù)學(xué)模型

迎擊式交流接觸器結(jié)構(gòu)原理圖如附錄A圖A1所示[9]。圖中:M1為動(dòng)觸頭支架質(zhì)量；M2為動(dòng)銜鐵芯質(zhì)量；K為反力彈簧；X1為交流接觸器的控制線圈；X2為分磁環(huán)線圈；x為彈簧壓縮距離,可表示動(dòng)、靜觸頭之間的距離。在控制線圈上施加電壓,產(chǎn)生磁通,形成電磁力,帶動(dòng)觸頭吸合。當(dāng)發(fā)生電壓暫降時(shí),控制線圈電流將發(fā)生變化,產(chǎn)生的電磁力減小。在彈簧力作用下,可能導(dǎo)致動(dòng)、靜觸頭分開,從而引發(fā)交流接觸器跳脫。

交流接觸器分磁環(huán)主要是對(duì)控制線圈電流衰減起延后作用,使得接觸器的電壓暫降耐受時(shí)間增長(zhǎng)以及極限耐受殘余電壓幅值增大,但對(duì)交流接觸器“非單調(diào)”特性影響不大。因此,本文在建立數(shù)學(xué)模型分析電壓暫降非單調(diào)抗擾特性時(shí)不考慮分磁環(huán)影響。交流接觸器的吸合過(guò)程受機(jī)械、電和磁等方面約束,可用電壓方程和機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程描述。根據(jù)基爾霍夫電壓定律,可列寫出控制線圈的電壓方程為:

(1)

式中:u和i分別為控制線圈的電壓和電流;R為控制線圈電阻;L為控制線圈電感。

另外,根據(jù)磁路歐姆定律可知控制線圈的磁通φ為:

(2)

式中:N為控制線圈匝數(shù);Re為鐵芯磁阻。

鐵芯磁阻Re與彈簧壓縮距離x相關(guān),計(jì)算公式為:

(3)

式中:A為線圈有效截面積;μ0為真空磁導(dǎo)率:μr為鐵芯相對(duì)磁導(dǎo)率:D為交流接觸器吸合時(shí)的彈簧壓縮距離;le為磁路長(zhǎng)度。

因此,控制線圈電感L的計(jì)算公式為:

(4)

根據(jù)牛頓第二運(yùn)動(dòng)定律,可列出交流接觸器的運(yùn)動(dòng)方程為[10-11]:

(5)

式中:Fx和Fy分別為鐵芯所受的電磁力和彈簧力。

電磁吸力Fx的計(jì)算公式為:

(6)

而彈簧力Fy的計(jì)算公式為:

Fy=kx

(7)

式中:k為彈簧的彈力系數(shù)。

將式(2)、式(6)和式(7)代入式(5),可獲得交流接觸器彈簧壓縮距離與控制線圈電流之間的關(guān)系表達(dá)式為:

(8)

由此可知,交流接觸器的數(shù)學(xué)模型包含式(1)所示電壓方程和式(8)所示機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程。從數(shù)學(xué)模型可知,控制線圈電流瞬時(shí)值i越大,電磁力越大,維持吸合狀態(tài)的能力越強(qiáng)。需要注意的是,在交流接觸器中,彈簧壓縮距離只能在一定范圍內(nèi)變化。本文認(rèn)為在吸合狀態(tài)下,彈簧壓縮距離達(dá)到上限值xmax=D,在完全釋放狀態(tài)下,彈簧壓縮距離達(dá)到下限值0。

2 電壓暫降時(shí)控制線圈電流計(jì)算

當(dāng)發(fā)生電壓暫降時(shí),控制線圈中電氣量變化過(guò)程可通過(guò)圖1所示的等值電路模型進(jìn)行描述。圖中用一個(gè)R和L的阻感串聯(lián)回路表示交流接觸器控制線圈。Um為暫降前電壓幅值,Um′為殘余電壓幅值。用Um和Um′之間的切換表示電壓暫降。

圖1 電壓暫降時(shí)控制線圈的等值電路Fig.1 Equivalent circuit of control coil during voltage sag

電壓暫降發(fā)生時(shí),交流接觸器控制線圈的電壓方程為:

(9)

式中:t0為暫降發(fā)生時(shí)刻;ω為角頻率;σu為暫降前電壓相角;α為電壓暫降的相位跳變值。

根據(jù)三要素法求解出電壓暫降發(fā)生后控制線圈的電流表達(dá)式為:

(10)

式中:i(t0+)為控制線圈電流的初值;i∞為控制線圈電流的終值;τ為時(shí)間常數(shù)。

(11)

由等值電路可知,電流終值為:

(12)

因此

(13)

從而可知發(fā)生電壓暫降時(shí),控制線圈電流的非周期分量為:

(14)

控制線圈的非周期分量指數(shù)衰減,時(shí)間常數(shù)為τ=R/L。初值大小與電壓暫降的殘余電壓、起始角、控制線圈阻抗大小及相位跳變角有關(guān)。

由于控制線圈中電感遠(yuǎn)大于電阻,可近似認(rèn)為電流相位滯后電壓90°,即μ≈90°。當(dāng)電壓暫降起始角為0°時(shí),即ωt0++σu=0°,控制線圈電流非周期分量的初值為inp(t0+)=(Um-Um′cosα)/|Z|,此時(shí)控制線圈電流非周期分量非常明顯,且殘余電壓Um′越小,控制線圈電流非周期分量初值越大。當(dāng)電壓暫降起始角為90°時(shí),即ωt0++σu=90°,控制線圈電流非周期分量的初值為inp(t0+)=(Um′sinα)/|Z|,暫降發(fā)生后控制線圈電流的非周期分量的初值較小,其電流值主要由周期分量確定?？刂凭€圈電流瞬時(shí)值的變化將決定彈簧壓縮距離的變化,從而決定交流接觸器是否會(huì)跳脫。

電力系統(tǒng)中電壓暫降相位跳變角一般小于30°,即α<30°。由式(12)可知,相位跳變角α對(duì)控制線圈電流周期分量的幅值沒(méi)有影響。在殘余電壓較小時(shí),相位跳變角對(duì)控制線圈電流非周期分量初值影響也不大。而電壓暫降非單調(diào)抗擾特性一般發(fā)生在殘余電壓較小的電壓暫降事件中,因此下文中將不考慮相位跳變。

3 交流接觸器的數(shù)學(xué)模型求解方法

在交流接觸器的數(shù)學(xué)模型中,鐵芯電阻Re和控制線圈電感值L等參數(shù)與彈簧壓縮距離x相關(guān)。因此,在交流接觸器吸合和釋放過(guò)程中,由于x的變化,交流接觸器呈現(xiàn)復(fù)雜的非線性關(guān)系,難以解析求解,可通過(guò)數(shù)值算法迭代進(jìn)行求解,求解過(guò)程見附錄A圖A2。

選取一定的時(shí)間步長(zhǎng)Ts,認(rèn)為在時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi),彈簧壓縮距離保持不變。初始狀態(tài)為吸合狀態(tài),彈簧壓縮距離x為最大值xmax,計(jì)算得出交流接觸器控制線圈電感L和控制線圈電流i,從而可以計(jì)算獲得彈簧壓縮距離x。當(dāng)交流接觸器保持吸合或完全跳脫狀態(tài)時(shí),認(rèn)為彈簧壓縮距離不變,否則更新彈簧壓縮距離和電源電壓進(jìn)行下一步迭代求解,一直到計(jì)算時(shí)長(zhǎng)Tend,最終輸出彈簧壓縮距離與時(shí)間的關(guān)系。通過(guò)求解彈簧壓縮距離,可以判斷在電壓暫降作用下,交流接觸器是否會(huì)跳脫。

4 交流接觸器電壓暫降非單調(diào)抗擾特性

為分析交流接觸器電壓暫降非單調(diào)抗擾特性,給定交流接觸器參數(shù)如下:額定電壓為220 V,額定頻率為50 Hz,線圈匝數(shù)為500匝,M1+M2=0.4 g,A=8.814×10-4m2,D=7 mm,μ0=4π×10-7H/m,相對(duì)磁導(dǎo)率μr=8 000 H/m,磁路長(zhǎng)度le=0.018 m,彈簧系數(shù)k=4 410 N/m。控制線圈電流t0+時(shí)刻的電流值和周期分量幅值的計(jì)算結(jié)果見附錄A表A1。在電壓暫降殘余電壓較小時(shí),控制線圈非周期分量值較大,對(duì)彈簧壓縮距離起著決定性作用。分別給定電壓暫降發(fā)生時(shí)刻為0.2 s和0.205 s,即暫降起始角為0°和90°。給定時(shí)間步長(zhǎng)Ts為0.001 s,計(jì)算時(shí)長(zhǎng)Tend為1 s。在不同的殘余電壓下,計(jì)算控制線圈電流和彈簧壓縮距離。電壓暫降起始角為90°時(shí)的計(jì)算結(jié)果如圖2所示。電壓暫降起始角為0°時(shí)的計(jì)算結(jié)果如圖3所示。圖中圖例為不同殘余電壓幅值。

電壓暫降起始角為0°時(shí),控制線圈電流存在明顯的非周期分量,殘余電壓越小,非周期分量越明顯。假定彈簧壓縮距離小于5 mm時(shí),交流接觸器跳脫,以此判斷可耐受電壓暫降的持續(xù)時(shí)間。當(dāng)電壓暫降起始角為0°、殘余電壓大于80%時(shí),交流接觸器未跳脫。比較彈簧壓縮距離達(dá)到5 mm的時(shí)間,可以發(fā)現(xiàn)殘余電壓為70%時(shí),所需時(shí)間最長(zhǎng),約為110 ms,其次是殘余電壓為0的情況,約為100 ms。殘余電壓為60%時(shí),所需時(shí)間最短,約為20 ms。從而可驗(yàn)證在電壓暫降起始角為0°時(shí),由于控制線圈電流存在非周期分量,交流接觸器電壓暫降抗擾特性具有非單調(diào)性。另外,電壓暫降造成交流接觸器彈簧壓縮距離變小時(shí),由于氣隙增大,磁阻增加,電感值降低,將造成控制線圈電流增大,呈現(xiàn)出非線性特性。因此,控制線圈電流增大可作為跳脫的判據(jù)之一。

圖2 電壓暫降起始角為90°時(shí)的計(jì)算結(jié)果Fig.2 Calculation results with voltage sag starting angle of 90°

圖3 電壓暫降起始角為0°時(shí)的計(jì)算結(jié)果Fig.3 Calculation results with voltage sag starting angle of 0°

當(dāng)電壓暫降起始角為90°,殘余電壓大于80%時(shí),交流接觸器未跳脫。比較彈簧壓縮距離達(dá)到5 mm的時(shí)間,可以發(fā)現(xiàn)殘余電壓越大,所需時(shí)間越長(zhǎng),從而可以驗(yàn)證在電壓暫降起始角為90°時(shí),由于控制線圈電流基本沒(méi)有非周期分量,交流接觸器電壓暫降抗擾特性具有單調(diào)性。根據(jù)理論計(jì)算獲得交流接觸器的VTC見附錄A圖A3。當(dāng)電壓暫降起始角為0°時(shí),抗擾特性具有非單調(diào)性,而在電壓暫降起始角為90°時(shí),抗擾特性具有單調(diào)性。

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

本文參考國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)[12-13]對(duì)多種類型的交流接觸器進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,其中給出ABB的A30型交流接觸器的實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證本文的理論分析結(jié)果。擾動(dòng)源采用阿美特克公司MX系列的MX Ⅱ 45,電壓輸出范圍為0～400 V,最大輸出功率為45 kVA。對(duì)交流接觸器進(jìn)行測(cè)試,獲得不同電壓暫降起始角下交流接觸器的一簇VTC見附錄A圖A4。電壓暫降起始角為90°和270°時(shí),電壓暫降抗擾特性具有單調(diào)性,而電壓暫降起始角為其他值時(shí),電壓暫降抗擾特性均具有非單調(diào)性。

采用YOKOGAWA公司的DLM2054示波器對(duì)控制線圈的電流進(jìn)行觀察。電壓暫降起始角為90°,殘余電壓分別為10%和30%時(shí),控制線圈的電壓和電流波形如圖4(a)和(b)所示。從實(shí)測(cè)電流波形中可以看出,當(dāng)電壓暫降起始角為90°時(shí),控制線圈電流中沒(méi)有非周期分量。殘余電壓為10%和30%時(shí),交流接觸器跳脫時(shí)間接近,但殘余電壓為10%時(shí),交流接觸器跳脫時(shí)間更短。當(dāng)交流接觸器跳脫時(shí),控制線圈的電流會(huì)明顯增加。

圖4 電壓暫降起始角為90°時(shí)控制線圈的電壓和電流波形Fig.4 Voltage and current waveforms of control coil with voltage sag starting angle of 90°

電壓暫降起始角為0°,殘余電壓分別為10%和30%時(shí),控制線圈的電壓和電流波形如圖5(a)和(b)所示。從實(shí)測(cè)電流波形中可以看出,當(dāng)電壓暫降起始角為0°時(shí),控制線圈電流中存在明顯的非周期分量。殘余電壓為10%時(shí),交流接觸器跳脫時(shí)間要明顯長(zhǎng)于30%的殘余電壓。同樣,當(dāng)交流接觸器跳脫時(shí),控制線圈的電流會(huì)明顯增加。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與上文中的理論計(jì)算結(jié)果趨勢(shì)吻合,驗(yàn)證了理論分析的正確性,說(shuō)明了交流接觸器控制線圈電流中的非周期分量是造成電壓暫降非單調(diào)抗擾特性的根本原因。但實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果存在一定的偏差,原因是實(shí)際中交流接觸器的參數(shù)較難獲得,理論計(jì)算中的參數(shù)與實(shí)際參數(shù)存在一定偏差。

圖5 電壓暫降起始角為0°時(shí)控制線圈的電壓和電流波形Fig.5 Voltage and current waveforms of control coil with voltage sag starting angle of 0°

6 結(jié)語(yǔ)

為掌握交流接觸器電壓暫降非單調(diào)抗擾特性的產(chǎn)生原因,本文通過(guò)建立交流接觸器及其控制線圈的數(shù)學(xué)模型,獲得了控制線圈電流與彈簧壓縮距離之間的關(guān)系,并通過(guò)理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,得出了電壓暫降時(shí)控制線圈電流中的非周期分量是產(chǎn)生電壓暫降非單調(diào)抗擾特性的根本原因。另外,在交流接觸器跳脫時(shí),由于氣隙增大,導(dǎo)致控制線圈電感減小,造成控制線圈電流增大。因此,控制線圈電流變化也可作為判別交流接觸器是否跳脫的條件。

但由于接觸器的具體參數(shù)較難獲得,且在理論分析中忽略了相位突變等因素,因此理論計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果之間存在一定的誤差。交流接觸器自身的差異性較大,可通過(guò)進(jìn)一步增大測(cè)試樣本量,獲得交流接觸器的電壓暫降免疫度。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

[1] 鮑光海,張培銘.智能交流接觸器零電流分?jǐn)嗉夹g(shù)[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2012,27(5):199-204.

BAO Guanghai, ZHANG Peiming. Technology of zero-current breaking of intelligent AC contactor[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2012, 27(5): 199-204.

[2] 肖湘寧,徐永海.電能質(zhì)量問(wèn)題剖析[J].電網(wǎng)技術(shù),2001,25(3):66-69.

XIAO Xiangning, XU Yonghai. Power quality analysis and its development[J]. Power System Technology, 2001, 25(3): 66-69.

[3] 徐永海,蘭巧倩,洪旺松.交流接觸器對(duì)電壓暫降的敏感度研究[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2015,30(21):136-146.

XU Yonghai, LAN Qiaoqian, HONG Wangsong. Experimental research on AC contactor sensitivity during voltage sags[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(21): 136-146.

[4] 董瑤.考慮電壓暫降波形起始點(diǎn)特征的交流接觸器暫降敏感度分析[J].四川電力技術(shù),2011,34(6):75-77.

DONG Yao. The analysis of AC contactor sensitivity considering starting point features of voltage sag waveform[J]. Sichuan Electric Power Technology, 2011, 34(6): 75-77.

[5] 趙劍鋒,王潯,潘詩(shī)鋒.用電設(shè)備電能質(zhì)量敏感度測(cè)試系統(tǒng)研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2005,25(22):32-37.

ZHAO Jianfeng, WANG Xun, PAN Shifeng. Study on power quality susceptivity testing system of AC contactor[J]. Proceedings of the CSEE, 2005, 25(22): 32-37.

[7] 徐永海,洪旺松,蘭巧倩.電壓暫降起始點(diǎn)與相位跳變對(duì)交流接觸器影響的分析[J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2016,40(4):92-97.DOI:10.7500/AEPS20150526001.

XU Yonghai, HONG Wangsong, LAN Qiaoqian. Influence analysis of point-on-wave of voltage sag initiation and sag phase jump on alternating current contactor[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(4): 92-97. DOI: 10.7500/AEPS20150526001.

[8] DJOKIC S Z, MILANOVIC J V, KIRSCHEN D S. Sensitivity of AC coil contactors to voltage sags short interruptions and under voltage transients[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2004, 19(3): 1299-1307.

[9] 紐春萍.陳德桂,李興文,等.交流接觸器觸頭彈跳的仿真及影響因素[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2007,22(10):85-90.

NIU Chunping, CHEN Degui, LI Xingwen, et al. Simulation of contact bounce of AC contactor and study of its influence factors[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2007, 22(10): 85-90.

[10] 林抒毅,許志紅.交流接觸器三維動(dòng)態(tài)過(guò)程數(shù)值計(jì)算與分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2014,34(18):2967-2975.

LIN Shuyi, XU Zhihong. Simulations and numerical analysis on 3D dynamic process of alternating current contactors[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(18): 2967-2975.

[11] 楊怡君,蘇秀蘋,岳大為,等.交流接觸器動(dòng)態(tài)響應(yīng)不確定性的評(píng)價(jià)方法[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2013,33(33):130-138.

YANG Yijun, SU Xiuping, YUE Dawei, et al. Research on dynamic response uncertainty evaluation of AC contactors[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(33): 130-138.

[12] 電磁兼容試驗(yàn)和測(cè)量技術(shù)電壓暫降、短時(shí)中斷和電壓變化的抗擾度試驗(yàn):GB/T 17626.11—2008[S].2008.

[13] 電磁兼容試驗(yàn)和測(cè)量技術(shù)主電源每相電流大于16 A的設(shè)備的電壓暫降、短時(shí)中斷和電壓變化抗擾度試驗(yàn):GB/T 17626.34—2012[S].2012.

鐘 慶(1978—),男,通信作者,博士,教授,博士生導(dǎo)師,主要研究方向:電力系統(tǒng)及其自動(dòng)化、電能質(zhì)量分析與控制。E-mail： epqzhong@scut.edu.cn

吳浩波(1994—),男,碩士研究生,主要研究方向:電能質(zhì)量分析與控制。E-mail: 344061311@qq.com

賀 哲(1991—),男,碩士研究生,主要研究方向:電能質(zhì)量分析與控制。E-mail: 498315041@qq.com