霍承祥，于大海，馬曉光，夏 潮，李志強(qiáng)，高 磊

（中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京市 100192）

0 引言

隨著高比例新能源電力系統(tǒng)的快速發(fā)展，電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定問(wèn)題日益突出。由于風(fēng)電、光伏等新能源機(jī)組出力波動(dòng)性大、電壓支撐及頻率支撐能力較弱等特點(diǎn)，要在提高新能源消納能力的同時(shí)保持系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行，必然要對(duì)同步發(fā)電機(jī)控制調(diào)節(jié)能力提出更高的要求。發(fā)電機(jī)勵(lì)磁系統(tǒng)模型參數(shù)對(duì)機(jī)組性能具有顯著影響，其中，勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益對(duì)發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性的影響明顯。電力系統(tǒng)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定與發(fā)電機(jī)阻尼轉(zhuǎn)矩直接相關(guān)，工程中一般用阻尼比來(lái)衡量動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性能。另外，凸極發(fā)電機(jī)一般為水輪發(fā)電機(jī)，且絕大多數(shù)采用自并勵(lì)勵(lì)磁系統(tǒng)。

由于勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益直接影響發(fā)電機(jī)電壓動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度，所以當(dāng)前實(shí)際工程中往往通過(guò)修改動(dòng)態(tài)增益，使機(jī)組空載時(shí)相關(guān)的動(dòng)態(tài)性能滿足要求［1-2］。但是動(dòng)態(tài)增益設(shè)置時(shí)還應(yīng)兼顧發(fā)電機(jī)負(fù)載狀態(tài)下的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性能和阻尼效果，這一工作仍未廣泛開(kāi)展。而且在勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益影響電力系統(tǒng)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定方面，仍存在一些認(rèn)識(shí)誤區(qū)。比如，認(rèn)為較大的勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益再配置電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS）更有利于系統(tǒng)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定，或持相反的觀點(diǎn)。但兩種觀點(diǎn)均缺乏具體的深入研究，并且不一定與實(shí)際相符。

文獻(xiàn)［3］分析了阻尼繞組和阻尼槽楔對(duì)同步發(fā)電機(jī)勵(lì)磁繞組電磁轉(zhuǎn)矩的影響；文獻(xiàn)［4］分析了勵(lì)磁輔環(huán)控制參數(shù)對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響；文獻(xiàn)［5］分析了勵(lì)磁機(jī)時(shí)間常數(shù)對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定的影響；文獻(xiàn)［6］分析了一種基于電力電子全控器件的柔性勵(lì)磁系統(tǒng)利用無(wú)功阻尼器提升低頻段阻尼的方法；文獻(xiàn)［7］提出了一種在振蕩過(guò)程中勵(lì)磁系統(tǒng)整體阻尼特性的計(jì)算方法；文獻(xiàn)［8-10］重點(diǎn)分析了調(diào)差系數(shù)對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)阻尼的影響；文獻(xiàn)［11］分析了同步調(diào)相機(jī)勵(lì)磁繞組電阻和阻尼繞組電阻對(duì)調(diào)相機(jī)無(wú)功響應(yīng)速度的影響；文獻(xiàn)［12］分析了勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益對(duì)發(fā)電機(jī)暫態(tài)穩(wěn)定的影響。以上文獻(xiàn)均未對(duì)勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益影響系統(tǒng)阻尼方面進(jìn)行具體研究，并且凸極機(jī)和隱極機(jī)的變化規(guī)律并非完全相同［13-14］。所以，需要對(duì)這個(gè)問(wèn)題進(jìn)行探討，從而為工程技術(shù)人員在現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化配置勵(lì)磁參數(shù)時(shí)提供參考。

1 勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益影響發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)阻尼的原理

根據(jù)文獻(xiàn)［15-16］，含附加調(diào)差的菲利普-海佛隆模型［17］如圖1 所示。圖中：ΔTM為機(jī)械轉(zhuǎn)矩變化量；ΔTe1和ΔTe2分別為電磁轉(zhuǎn)矩分量1 和2 的變化量；Δω 為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速的變化量；Δδ 為發(fā)電機(jī)功角的變化量；ΔV＇t為考慮附加調(diào)差的機(jī)端電壓實(shí)測(cè)值的變化量；ΔVref為機(jī)端電壓參考值的變化量；ΔEfd為發(fā)電機(jī)勵(lì)磁電勢(shì)的變化量；ΔE＇q為發(fā)電機(jī)q 軸暫態(tài)電勢(shì)的變化量。模型系數(shù)K1至K4、K＇5、K＇6的表達(dá)式見(jiàn)附錄A 式（A1）至式（A5）［15，17］。

圖1 含附加調(diào)差的菲利普-海佛隆模型Fig.1 Phillips-Haffron model with reactive current compensation

根據(jù)工程實(shí)際情況，設(shè)自并勵(lì)機(jī)組勵(lì)磁系統(tǒng)傳遞函數(shù)為KS(1+T1s)/[(1+T2s)(1+TAs)]，其中KS為勵(lì)磁系統(tǒng)靜態(tài)增益，T1和T2分別為傳遞函數(shù)的超前時(shí)間常數(shù)、滯后時(shí)間常數(shù)，TA為勵(lì)磁調(diào)節(jié)器電壓反饋時(shí)間常數(shù)，一般取0.01～0.02 s。設(shè)KA為勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益，則KA=KST1/T2。因本文只研究動(dòng)態(tài)穩(wěn)定問(wèn)題，對(duì)于給定的勵(lì)磁傳遞函數(shù)，擾動(dòng)過(guò)程中其動(dòng)態(tài)增益是確定的，所以后文為方便起見(jiàn)，將勵(lì)磁系統(tǒng)傳遞函數(shù)簡(jiǎn)寫(xiě)為KA/（1+TAs）?？紤]附加調(diào)差（調(diào)差系數(shù)XC≠0）時(shí)的勵(lì)磁系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和同步轉(zhuǎn)矩系數(shù)Ks見(jiàn)附錄A 式（A6）和式（A7）。電網(wǎng)基頻f0=50 Hz，對(duì)應(yīng)的角頻率ω0=2πf0。

發(fā)電機(jī)總體同步轉(zhuǎn)矩系數(shù)Ks，total為：

由式（1）、式（3）、式（4）、式（A1）至式（A7）可見(jiàn)，在系統(tǒng)電壓Vs恒定的情況下，發(fā)電機(jī)總體阻尼轉(zhuǎn)矩KD，total和阻尼比ζ 與發(fā)電機(jī)及勵(lì)磁系統(tǒng)參數(shù)均相關(guān)?？梢栽诖_定其他參數(shù)后，研究動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)發(fā)電機(jī)總體阻尼轉(zhuǎn)矩KD，total和阻尼比ζ 的影響。

2 勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益對(duì)凸極發(fā)電機(jī)阻尼轉(zhuǎn)矩及阻尼比的影響

由于難以直接得出勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)總體阻尼轉(zhuǎn)矩KD，total和阻尼比ζ 影響的規(guī)律，因此以典型凸極發(fā)電機(jī)進(jìn)行計(jì)算，研究發(fā)電機(jī)運(yùn)行于不同負(fù)荷工況時(shí)勵(lì)磁系統(tǒng)附加阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和發(fā)電機(jī)阻尼比ζ 與動(dòng)態(tài)增益KA的關(guān)系，得出KA對(duì)發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定的影響。由于采用典型參數(shù)，所以計(jì)算結(jié)果具備較為普遍的參考價(jià)值。

2.1 大有功負(fù)荷

單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)如附錄B 圖B1 所示。發(fā)電機(jī)及勵(lì)磁參數(shù)數(shù)值如下：有功功率P=0.89 p.u.；無(wú)功功率Q=0.37 p.u.；系統(tǒng)電壓V?s=0.98∠0°；TA=0.02 s；發(fā)電機(jī)d 軸穩(wěn)態(tài)電抗Xd=1.0 p.u.；發(fā)電機(jī)q軸穩(wěn)態(tài)電抗Xq=0.72 p.u.；發(fā)電機(jī)d 軸暫態(tài)電抗X＇d=0.33 p.u.；發(fā)電機(jī)d 軸暫態(tài)時(shí)間常數(shù)T＇d0=14 s；H=4.4 s；主變壓器損耗電抗XT=0.15 p.u.；線路電抗XL=0.119 p.u.；調(diào)差系數(shù)XC=-0.07 p.u.。

勵(lì)磁系統(tǒng)附加阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和阻尼比ζ 隨KA的變化如圖2 和圖3 所示。發(fā)電機(jī)總體同步轉(zhuǎn)矩系數(shù)Ks，total變化曲線見(jiàn)文獻(xiàn)［12］。

圖2 附加阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD變化曲線Fig.2 Changing curve of additional damping torque coefficient KD

圖3 阻尼比ζ 變化曲線Fig.3 Changing curve of damping ratio ζ

由圖2 和圖3 可見(jiàn)，大負(fù)荷工況下，當(dāng)KA增大時(shí)，阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和阻尼比ζ 均為負(fù)且單調(diào)減小，曲線的斜率有所變化。其中，KD由-0.328 2 p.u.減小到-6.502 1 p.u.，ζ由-0.002 7減小到-0.041 9。故此凸極發(fā)電機(jī)組在大負(fù)荷工況下，勵(lì)磁系統(tǒng)提供負(fù)阻尼，且阻尼隨著動(dòng)態(tài)增益的增大而變?nèi)酢?/p>

2.2 小有功負(fù)荷

發(fā)電機(jī)P=0.29 p.u.，Q=0.13 p.u.，阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和阻尼比ζ 隨KA的變化曲線分別如附錄B 圖B2、圖B3 所示。

由附錄B 圖B2、圖B3 可見(jiàn)，小有功負(fù)荷工況下，當(dāng)KA增大時(shí)，阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和阻尼比ζ 均呈拋物線變化規(guī)律，其中，KA由20 增加至300 時(shí)KD和ζ 呈減小趨勢(shì)，KA由300 增加至360 時(shí)KD和ζ 微小增加。KD由0.002 3 p.u.減小到-0.495 8 p.u.后微幅增加到-0.487 5 p.u.，ζ 由0.000 018 減小到-0.003 9后微幅增加到-0.003 8，基本在0 附近。故此凸極發(fā)電機(jī)組在小負(fù)荷工況下，勵(lì)磁系統(tǒng)提供負(fù)阻尼，且阻尼隨著動(dòng)態(tài)增益變大而有所變化，但整體影響很小。

綜合上述計(jì)算結(jié)果可見(jiàn)，隨著凸極發(fā)電機(jī)負(fù)荷減小，動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)發(fā)電機(jī)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)KD和阻尼比ζ 的影響相應(yīng)減小。本算例KA增大時(shí)，勵(lì)磁系統(tǒng)在機(jī)組大負(fù)荷工況下提供負(fù)阻尼，且阻尼隨著動(dòng)態(tài)增益變大而明顯變?nèi)?。小?fù)荷工況下，隨著動(dòng)態(tài)增益變大，ζ 的變化幅度微小。所以在實(shí)際生產(chǎn)中，為改善該凸極發(fā)電機(jī)組動(dòng)態(tài)阻尼，應(yīng)在勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求的前提下取較小值，且通過(guò)配置PSS 可以進(jìn)一步提高系統(tǒng)阻尼。

3 動(dòng)態(tài)增益對(duì)勵(lì)磁系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)償頻率響應(yīng)特性的影響

根據(jù)圖1，當(dāng)以ΔVref為輸入、以機(jī)端電壓實(shí)際值的變化量ΔVt為輸出時(shí)，可推導(dǎo)出其傳遞函數(shù)，見(jiàn)附錄A 式（A8）。以s=jω 代入式（A8）可得到不同頻率下菲利普-海佛隆模型的頻率響應(yīng)特性。從式（A8）可知，勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益KA變化必然導(dǎo)致該模型頻率響應(yīng)特性的改變。

下面以實(shí)際算例來(lái)驗(yàn)證單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)在不同KA下頻率響應(yīng)特性的差異。系統(tǒng)參數(shù)同2.1 節(jié)。KA分別設(shè)為50、100、150 時(shí)，系統(tǒng)的相頻特性和幅頻特性見(jiàn)附錄B 圖B4。由圖B4 可見(jiàn)，在給定工況下，隨著KA增大，相頻特性和幅頻特性向上移動(dòng)，且KA越大，勵(lì)磁系統(tǒng)在［0.1，3.0］Hz 頻段的相位滯后越小，且幅值越大。KA由50 增加到150 時(shí)，在0.3 Hz 時(shí)滯后相位減少約35°，幅值移動(dòng)幅度約為0.35 p.u.；在0.5 Hz 時(shí)滯后相位減少約25°，幅值移動(dòng)幅度約為0.4 p.u.。隨著頻率升高，相位和幅值移動(dòng)幅度逐漸減小。所以動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)系統(tǒng)頻率響應(yīng)特性的影響是很顯著的。根據(jù)文獻(xiàn)［18］，勵(lì)磁系統(tǒng)在低頻段［0.1，2.0］Hz 的相位滯后越接近-90°，其動(dòng)態(tài)阻尼越好。而一般主力發(fā)電機(jī)組參與的低頻振蕩頻率范圍在0.1～1.5 Hz，由附錄B 圖B4 可見(jiàn)，在0.1～1.5 Hz 范圍內(nèi)，KA=50 比KA=150 時(shí)相位滯后更接近-90°，因此其阻尼更好，這與第2 章計(jì)算結(jié)論一致。

4 動(dòng)態(tài)穩(wěn)定時(shí)域仿真

本章以單機(jī)系統(tǒng)、兩機(jī)系統(tǒng)和實(shí)際電力系統(tǒng)為例，計(jì)算研究勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)阻尼的影響。

4.1 單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)

附錄B 圖B1 所示單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)，在KA=50、100、150 時(shí)進(jìn)行動(dòng)態(tài)穩(wěn)定仿真。發(fā)電機(jī)初始功角為40°，初始有功功率為550 MW（滿發(fā)），初始無(wú)功功率為114 Mvar，機(jī)端電壓為1.0 p.u.。故障形式為機(jī)端電壓2%階躍擾動(dòng)，觀察發(fā)電機(jī)有功變化動(dòng)態(tài)阻尼，仿真結(jié)果如附錄B 圖B5 所示，計(jì)算分析如表1所示。

表1 不同動(dòng)態(tài)增益下的動(dòng)態(tài)阻尼Table 1 Dynamic damping with different dynamic gains

由表1 可見(jiàn)，KA增大時(shí)發(fā)電機(jī)有功振蕩阻尼降低，振蕩頻率升高，KA的影響明顯。仿真結(jié)果與第2章計(jì)算結(jié)論一致。

4.2 兩機(jī)系統(tǒng)

兩機(jī)系統(tǒng)如圖4 所示。圖中：VT為發(fā)電機(jī)G1端電壓；VS為發(fā)電機(jī)GS端電壓；VH為發(fā)電機(jī)G1主變壓器高壓側(cè)電壓；L1為發(fā)電機(jī)G1的本地負(fù)荷；L2為發(fā)電機(jī)GS的本地負(fù)荷。受端發(fā)電機(jī)GS與送端發(fā)電機(jī)G1容量相等。G1的初始有功功率為550 MW，無(wú)功功率為165 Mvar，機(jī)端電壓為1.0 p.u.。在勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA為50、100、150 時(shí)，進(jìn)行G1機(jī)端電壓2%階躍擾動(dòng)，觀察G1有功變化的動(dòng)態(tài)阻尼。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)附錄B 圖B6，計(jì)算分析如表2 所示。

表2 發(fā)電機(jī)G1不同動(dòng)態(tài)增益下的動(dòng)態(tài)阻尼Table 2 Dynamic damping with different dynamic gains of generator G1

圖4 兩機(jī)兩負(fù)荷系統(tǒng)Fig.4 Two-generator two-load system

由表2 可見(jiàn)，KA增大時(shí)發(fā)電機(jī)有功振蕩阻尼降低，振蕩頻率升高，KA的影響明顯。仿真結(jié)果與第2節(jié)計(jì)算結(jié)論一致。

4.3 實(shí)際系統(tǒng)

下面以某實(shí)際電廠為例，計(jì)算仿真勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益對(duì)凸極發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定的影響。該廠6 臺(tái)凸極發(fā)電機(jī)組滿出力運(yùn)行，PSS 退出。同時(shí)修改6 臺(tái)機(jī)組勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA，在發(fā)電機(jī)G1機(jī)端進(jìn)行5%電壓階躍擾動(dòng)，觀察發(fā)電機(jī)G1有功變化的動(dòng)態(tài)阻尼。仿真結(jié)果如圖5 所示，計(jì)算分析如表3 所示。

圖5 實(shí)際系統(tǒng)凸極發(fā)電機(jī)的有功功率變化曲線Fig.5 Changing curves of active power of salient-pole generator in real system

表3 實(shí)際系統(tǒng)中發(fā)電機(jī)G1不同動(dòng)態(tài)增益下的動(dòng)態(tài)阻尼Table 3 Dynamic damping with different dynamic gains of generator G1 in real system

由表3 可見(jiàn)，KA增大時(shí)發(fā)電機(jī)有功振蕩阻尼降低，振蕩頻率升高，KA對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響趨勢(shì)與第2章計(jì)算結(jié)論一致。

當(dāng)故障形式為遠(yuǎn)方電網(wǎng)N-2 故障時(shí)，同時(shí)修改6 臺(tái)機(jī)組的勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA，觀察發(fā)電機(jī)G1相對(duì)于遠(yuǎn)端參考機(jī)組的功角變化。仿真結(jié)果見(jiàn)附錄B圖B7。

由圖B7 可見(jiàn)，發(fā)電機(jī)G1相對(duì)于參考機(jī)組的振蕩頻率約0.9 Hz，當(dāng)KA=50 時(shí)仍能保持動(dòng)態(tài)穩(wěn)定，KA=100、150 時(shí)動(dòng)態(tài)失穩(wěn)，其中KA=150 比KA=100 時(shí)更早失去動(dòng)態(tài)穩(wěn)定。所以隨著本電廠6 臺(tái)機(jī)組勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益增大，該電廠機(jī)組相對(duì)于參考機(jī)組的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性變差，與第2 章計(jì)算結(jié)論一致。

5 實(shí)驗(yàn)室驗(yàn)證

在網(wǎng)源協(xié)調(diào)實(shí)驗(yàn)室全數(shù)字電力系統(tǒng)仿真器（advanced digital power system simulator，ADPSS）平臺(tái)，以勵(lì)磁調(diào)節(jié)器物理裝置連接電力系統(tǒng)仿真數(shù)據(jù)中的目標(biāo)機(jī)組，使機(jī)組運(yùn)行于有功大負(fù)荷工況。勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA分別設(shè)為50、100、150，進(jìn)行機(jī)端電壓3%階躍擾動(dòng)，記錄相關(guān)電氣量，如附錄B 圖B8所示，計(jì)算分析有功振蕩的動(dòng)態(tài)阻尼如表4 所示。

表4 ADPSS 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)凸極發(fā)電機(jī)不同動(dòng)態(tài)增益下的阻尼Table 4 Damping with different dynamic gains of salient-pole generator on ADPSS experimental platform

由表4 可見(jiàn)，KA增大時(shí)凸極發(fā)電機(jī)有功振蕩阻尼降低，振蕩頻率升高，KA對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)阻尼的影響變化趨勢(shì)與第2 章計(jì)算結(jié)論一致。

6 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

為驗(yàn)證前文的分析計(jì)算和仿真結(jié)果，在實(shí)際電廠機(jī)組進(jìn)行了頻率響應(yīng)特性實(shí)測(cè)和阻尼效果驗(yàn)證試驗(yàn)。

試驗(yàn)機(jī)組為凸極發(fā)電機(jī)，處于實(shí)際電網(wǎng)的功率送端，額定有功功率為550 MW。將勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益KA分別設(shè)為122、81、49，測(cè)量勵(lì)磁系統(tǒng)相頻特性，如表5 和附錄B 圖B9 所示。

由表5 及圖B9 可見(jiàn)，在［0.1，2.0］Hz 頻段，不同KA下的勵(lì)磁系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)償相頻特性差別明顯，KA越大，相頻特性滯后越少。如當(dāng)頻率為0.5 Hz 時(shí)，KA=122 比KA=81 的相頻特性向上移動(dòng)了17°，KA=49 比KA=81 的相頻特性向下移動(dòng)了9°。在低頻振蕩頻段，勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)勵(lì)磁系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)償相頻特性的影響明顯。

表5 不同動(dòng)態(tài)增益下的勵(lì)磁系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)償相頻特性Table 5 Uncompensated phase-frequency characteristic of excitation system with different dynamic gains

在該機(jī)組進(jìn)行阻尼效果驗(yàn)證試驗(yàn)的數(shù)據(jù)見(jiàn)附錄B 圖B10。圖B10 中有功功率波動(dòng)的阻尼比和頻率測(cè)量計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。

由表6 可見(jiàn)，隨著動(dòng)態(tài)增益KA增大，有功功率波動(dòng)的動(dòng)態(tài)阻尼降低，振蕩頻率升高。試驗(yàn)結(jié)果與前文計(jì)算、仿真及實(shí)驗(yàn)結(jié)論相符。

表6 凸極發(fā)電機(jī)不同動(dòng)態(tài)增益下的動(dòng)態(tài)阻尼Table 6 Dynamic damping of salient-pole generator with different dynamic gains

7 結(jié)語(yǔ)

1）通過(guò)分析菲利普-海佛隆數(shù)學(xué)模型，可知?jiǎng)?lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)凸極發(fā)電機(jī)阻尼轉(zhuǎn)矩、阻尼比均有明顯影響。由公式難以直觀得出KA對(duì)機(jī)組阻尼影響的規(guī)律，因此以典型凸極發(fā)電機(jī)進(jìn)行計(jì)算仿真，使研究結(jié)果對(duì)凸極發(fā)電機(jī)具有較普遍的參考意義。

2）大、小有功負(fù)荷工況下，凸極發(fā)電機(jī)動(dòng)態(tài)阻尼均隨勵(lì)磁系統(tǒng)動(dòng)態(tài)增益KA增大而減弱。隨著發(fā)電機(jī)有功負(fù)荷減小，KA對(duì)機(jī)組動(dòng)態(tài)阻尼的影響隨之減小。實(shí)際生產(chǎn)中，為改善凸極發(fā)電機(jī)（如水電機(jī)組）動(dòng)態(tài)阻尼，應(yīng)使勵(lì)磁動(dòng)態(tài)增益在滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求的前提下取較小數(shù)值，且通過(guò)配置PSS 可以進(jìn)一步提高系統(tǒng)阻尼。

3）動(dòng)態(tài)增益KA對(duì)低頻段勵(lì)磁系統(tǒng)無(wú)補(bǔ)償頻率響應(yīng)特性影響明顯。隨著KA增大，相頻特性和幅頻特性向上偏移，即KA越大，勵(lì)磁系統(tǒng)在［0.1，3.0］Hz頻段的相位滯后越小，幅值越大；隨著頻率升高，相位和幅值移動(dòng)幅度逐漸減小。相頻特性偏移對(duì)阻尼的影響與數(shù)值計(jì)算結(jié)論一致。

4）動(dòng)態(tài)穩(wěn)定軟件仿真、實(shí)驗(yàn)室平臺(tái)實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果與典型參數(shù)下的計(jì)算結(jié)論相符。

5）本文未考慮勵(lì)磁系統(tǒng)滯后時(shí)間常數(shù)TA變化的影響，因?yàn)橥箻O發(fā)電機(jī)主要是水輪發(fā)電機(jī)，且絕大多數(shù)采用自并勵(lì)快速勵(lì)磁系統(tǒng)，其TA一般約為0.02 s。但仍然存在極少數(shù)采用勵(lì)磁機(jī)勵(lì)磁方式的凸極發(fā)電機(jī)，本文研究結(jié)論不能直接用于這類勵(lì)磁系統(tǒng)滯后時(shí)間常數(shù)TA較大的機(jī)組。

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