多电飞机(More Electric Aircraft,MEA)使用越来越多的电气负载取代传统的纯机械或者液压传动等执行机构和控制系统,包括相控阵雷达、功率电传、电动闭式循环空调及电动刹车系统等,使得飞机的重量更轻、可靠性更高、维护性更好且运营成本更低.MEA电气系统是一个独立的交直流混合系统,配电系统多采用高压直流配电.相比传统的交流配电方式,高压直流配电有减少线路损耗、减轻飞机重量且无须考虑无功补偿等优点
[1, 2, 3, 4, 5],美国的F-14A、S-3A、P-3C、F-22及F-35等型号的飞机均局部或全部采用270 V高压直流配电系统.尽管电力电子技术在MEA上的广泛应用和电力作动器的增多为飞机的发展带来了诸多优点,但与此同时,大量功率开关器件和非线性高负荷负载的使用也使得供电系统的电能品质恶化,MEA电气系统中电磁兼容(Electro Magnetic Compatibility,EMC)问题越来越突出,飞机电气系统的可靠性和稳定性因关乎飞机的安全运行而愈加重要,因此机载关键设备对飞机供电系统供电质量的要求不断提高,对飞机电气系统中电磁干扰(Electro-Magnetic Interference,EMI)问题的研究十分必要
[6].电力电子变换器的EMI特性不仅取决于电路拓扑结构和开关器件类型,还与控制算法和负载工作特性密切相关.目前,较多文献对于电气系统EMI问题的研究都是针对特定的系统,如逆变器带电机负载等
[7, 8, 9, 10, 11].这些模型和假设条件会因模型和拓扑结构的改变而不再适用,因此,将所得结论应用于飞机独立电气系统时具有一定的局限性.此外,研究多集中在器件本身的开关所引起的EMI上,较少对电气系统系统内和系统间的EMI进行研究.例如文献
[11]研究了独立电气系统时域的高频模型,通过建立开关器件和传输线路的寄生参数模型及仿真分析得出基于系统负载恒定情况的传导干扰特性,但并未考虑不同负载性质和负载扰动的情况.实际上,飞机无论是处于工作状态相对稳定的巡航阶段,抑或是在不同工作状态间,还是出现故障等紧急情况下的切换状态都存在着用电负载正常或者非正常的变化.因此,在电力电子变换器EMC特性的研究基础上,有必要对负载变化时产生的EMI特性进行仿真分析和预测,这有利于系统的设计和实施EMI抑制技术.本文将针对MEA电气系统中负载引起的传导EMI进行建模和仿真研究.在分析MEA用电负载特性并按照EMI特性进行分类的基础上,建立整流类负载、斩波类负载和逆变类负载模型,并分析各子系统负载在不同工作状态下的EMI特性.1 MEA电气负载的特性MEA电能驱动设备在工作原理和特性上与传统飞机设备不同.即使将传统飞机的电力驱动设备应用于MEA,所采用的原理和控制方式也不尽相同,其典型拓扑结构如图 1所示.因此,与传统的机械液压负载和电气系统负载相比,MEA电气系统的负载有如下特性:
 |
| 图 1 MEA高压直流电气系统拓扑图Fig. 1 Topology of high-voltage direct current electric system in MEA |
|
1) 用电类型多样.MEA上多以高压直流配电方式取代传统的配电方式.主汇流条为高压直流电,使得负载无论需要何种供电均可从直流汇流条上直接或间接获得.例如,使用交流电的负载可采用将从主汇流条获得的直流电逆变成交流电的方式;而使用低压直流电的用电设备则采用将主汇流条上的高压直流电进行斩波降压获得低压直流电的方式.由于MEA电气系统中负载可通过功率变换器直接或间接地从汇流条上获取交流或直流供电,因此其用电类型呈现多样性.2) 负载用电优先级不同.MEA上的用电负载较多,但出于重量和经济的考虑,电气系统的供电裕度并不是很高.根据国军标
[12]中关于飞机电气系统特性的相关要求:主电源和二次电源连续工作的供电容量裕度为33％~50％,应急电源供电容量裕度为10％;对于某些军用飞机,其电源的容量裕度更小.负载的突然变化,尤其是较大的冲击性负载,对电气系统的干扰非常大.因此,应考虑负载使用的优先级问题.3) 负载功率特性不同.MEA电气系统中,大部分负载都直接或间接使用DC/AC及DC/DC等功率变换器.这些负载在一定范围内可对外保持恒功率的特性,如闭环反馈调节的BUCK变换器,当电源电压下降时,为保持输出电压稳定,会增大占空比,使开关管导通时间加长,从电源吸收更多的电流,导致电源电压进一步下降,对外则表现出恒功率特性.当然,负载的恒功率特性并不是绝对的,而是在某一工作状态附近的等效.2 MEA主要电气负载分类研究MEA电气系统负载引起的EMI问题需要首先从用电负载的本质出发将负载分类.电气系统中的传导EMI主要来源于功率变换器及其所带的负载.因此,将负载分为整流类负载、斩波类负载和逆变类负载进行研究.2.1 整流类负载MEA的一次配电系统可看成是发电机带整流类负载,尤其是高压直流发电系统.类似的系统广泛使用在飞机及舰船等独立电气系统中,对于该系统的建模和仿真研究得到了很多****的关注
[13, 14].整流器既是连接交、直流的纽带,又是电气系统的主要EMI源之一,在大多数现代飞机(包括大型运输机)中都有大量应用.对于小型飞机,尤其是某些军用飞机,整流类负载可能超过发电机容量的1/2
[15].整流类负载在工作时会产生电流的畸变,使某些敏感设备受到干扰,并且可能影响到其他用电设备的正常工作.通常变压整流器连接发电机时产生的交流侧电压及电流谐波会对发电机造成影响,严重时可能导致其受损.因此分析整流类负载工作时的谐波有利于准确预测系统性能、合理配置滤波装置并提高系统EMC性能.2.2 斩波类负载采用270 V高压直流配电的MEA电气系统并不能直接满足所有用电设备的供电需求,例如在传统供电体制影响下,许多负载仍然采用低压直流供电.因此,需要采用DC/DC变换器将汇流条上的高压直流电转换成合适的低压直流电,以供某些设备使用.由于使用低压直流供电的负载多用于控制或者导航,故在飞机中的地位非常重要.而通过传导方式耦合到母线上的EMI可能影响其他直流用电设备的正常工作,造成严重后果.因此,斩波类负载作为产生EMI的一类重要负载,研究其EMI将十分有意义.2.3 逆变类负载传统的供配电体制下,逆变类负载并不多,大多数交流负载都直接从交流汇流条获得电能.例如,现行标准《飞机供电特性》
[16]仍规定:对要求交流供电大于0.5 kV·A的用电设备应设计成三相稳态平衡供电.因此,许多负载,尤其是大功率负载仍采用三相交流供电,例如电力作动器.而在高压直流电气系统中,则更多地使用逆变器作为直流汇流条和三相交流汇流条的连接枢纽,以满足交流负载的用电需要.与间接通过逆变器从交流汇流条上获得电能的负载相类似,负载内部常集成有逆变控制器,以便于控制性能的提升和特殊功能的实现.从外部来看,用电负载得到的是直流供电;而在负载内部,逆变控制器通过逆变环节并按照特定的控制算法将直流电进行逆变后供负载使用.例如,无刷直流电机就是通过电机本体中集成的逆变控制器获得直流电机良好的调速特性.但与此同时,逆变类负载会造成非常严重的EMI,因此,逆变类负载是MEA电气系统中非常重要的一类负载.3 负载EMI特性分析负载对电源侧的干扰问题在整个电气系统供电和其他设备正常工作的过程中都尤为重要,因此需重点研究电气系统中典型负载对供电侧产生的EMI问题.由于国军标中针对电压的限制比较严格
[12, 15, 16],故电气系统一般具有快速的电压调节能力,而针对电流却没有过多的限制.但实际电气系统的EMI多为电流畸变所引起的,因此重点分析供电侧电流.模型中不计线路和无源器件寄生参数的影响,这是因为在0~100 kHz范围内寄生参数引起的误差很小,可以忽略.分析模型的电压波动均在国军标
[12, 15, 16]所要求的范围内.3.1 整流类负载的EMI特性交流侧的电流波形畸变会导致发电机的工作状态发生改变,例如引起三相不对称及铁芯饱和等,进而造成发电机失效.因此,以图 2所示的三相12脉波整流电路为例分析交流侧的EMI问题,图中
t为时间,L为电感，
Z1和
Z2为负载.为了得到12脉波整流电压,先采用三绕组变压器得到两组三相交流电源,原边采用Y连接,副边分别采用Y和△连接,并联的两组电源的相位差为30°,整流桥采用不可控三相整流桥,带平波电抗.
 |
| 图 2 三相12脉波整流电路Fig. 2 Three-phase 12 pulse rectifier circuit |
|
图 3为负载侧连接负载
Z1时,交流侧A相电流的波形和谐波,可以看出,电流波形呈12阶梯波,总谐波畸变系数
ITHD为14.63%,谐波蛀牙集中在400 Hz及其倍频上.
 |
| 图 3 正常工作时交流侧A相电流波形及谐波分析Fig. 3 A-phase current waveform and its harmonic analysis in normal operation condition |
|
随后,研究负载突然增大情况下EMI的特性.当负载侧连接负载
Z1并工作稳定后,在
t=20 ms时刻突然接入负载
Z2,图 4为负载突加临近时段交流侧的三相电流波形.
 |
| 图 4 电气负载突加情况下交流侧的三相电流波形Fig. 4 Three-phase current waveform of alternating current side under condition of rapid change of electric load |
|
为了分析突加负载对电流波形畸变的影响,对负载
Z2突加前和重新达到稳态期间的电流波形分别进行谐波分析,如图 5所示.从谐波分析结果中可以看出,在换路过程中A相和B相的
ITHD分别为31.14%和37.18%,高出稳定工作状态时的一倍多.
 |
| 图 5 电气负载突加情况下交流侧电流波形及其谐波分析Fig. 5 Current waveform and its harmonic analysis under condition of rapid change of electric load |
|
在负载
Z2突加的过程中,交流电源侧的三相电流波形的畸变各不相同.由于在突加负载的瞬间,交流母线上的电压相位不同,对于过渡过程来说,初始相位角也不同,在能量转换和电磁参数相同的前提下,所需过渡过程的时间就不同,那么所产生的
ITHD也就不同.可见负载的突加可造成三相交流负载的不对称.对于负载的突卸情况进行研究,得到的结果是类似的.将负载
Z2串联到
Z1上,并使用开关将其短路,保持其他电路参数不变.在
t=20 ms时刻突然断开开关,即串联负载
Z2使负载功率减小,获得各相电流的波形.经过谐波分析可得突卸情况下交流侧电源A相电流的
ITHD为18.95%,B相电流的
ITHD为20.95%,这与突加情况得到的结果一致,并且由于负载突卸造成电流减小,得到的
ITHD相应地小于负载突加情况的.因此,在其他类型负载的突变分析中,为了说明EMI特性的变化,均以负载突加为研究对象,而负载突卸的情况与之相类似.对于采用不控桥式整流电路提供供电的负载来说,由于开关器件的开关周期仅取决于交流电频率(在MEA电气系统中，恒频交流电的频率一般为400 Hz).因此,产生EMI的主要来源为交流侧的低频电流谐波.对于采用12脉波整流的负载来说,其稳态工作时产生的电流谐波在(12
n±1)次(
n=1,2,…),
ITHD为14.63%左右;当负载突变时,其产生的电流谐波会增大,且三相情况不相同.3.2 斩波类负载的EMI特性为了尽量降低斩波电路输出电压的纹波,通常采用的方法是提高器件的开关频率,其值可达几十至几百千赫兹.因此,在斩波电路工作时,由于开关管的高速通断,电路不停地处于换路状态,直流电源
Vs侧的电流波形呈锯齿状,含有高频分量.开关器件、线路的寄生和杂散参数使传导干扰电流的高频分量达到数十兆赫兹.此外,在负载突然变化时,其传导EMI特性也会随之发生变化.1) 正常工作情况.如图 6中所示的BUCK电路中,开关频率为20 kHz的变换器带某功率为800 W的阻感性负载
Z1,从起动至稳定工作时直流电源
Vs侧电流的波形和幅度频谱如图 7所示,其中，
VG为控制极电压，G、D和C分别为开关管、二极管和电容.可以看出,其电流的频谱图连续,随频率的升高幅度呈下降趋势,幅度极值主要集中在20 kHz及其倍频上,超过120 dBμA.其他频率的幅度均小于100 dBμA,可见,在负载正常工作情况下,EMI主要集中在开关频率及其倍频上.
 |
| 图 6 BUCK电路原理图Fig. 6 Principle diagram of BUCK circuit |
|
 |
| 图 7 负载Z1正常工作时传导电流幅度频谱图Fig. 7 Conduction current amplitude spectrum in normal operation condition of Z1 loading |
|
2) 负载突变情况.当负载
Z1稳定工作后,在
t=50 ms时刻负载
Z2突然接入,其额定功率为1 500 W.图 8为高压直流侧的电流波形和幅度频谱特性.在同一带宽下,其频谱的极值比
Z1高出一倍,取得幅度频谱极值的频率值也与
Z1不同.由于傅里叶变换的局限性,频谱分析不能体现时间的维度,采用时-频分析法得到的负载
Z2突加情况的EMI特性如图 9所示.可以看出,在负载
Z2突加前,EMI频率特性与正常工作情况下负载
Z1稳态分析的结果一致;当负载突然变化时,由于电路处于暂态过程,EMI频谱很宽;在重新达到稳定状态后,频谱特性也发生了变化,与负载突变前不同.可见,负载的突然变化使得母线电流突变的同时伴随着电流频谱的突变,使频谱的特性与稳态分析时不同,这使传导EMI特性的分析变得复杂.在以上的分析结论基础上,通过改变负载
Z2的大小进一步仿真分析可知,突加负载
Z2的容量越大,则负载突加后产生EMI频谱特性相比负载
Z1稳定运行时的偏差就越大.负载的突变会影响传导EMI频谱的特性.
 |
| 图 8 负载Z2突加情况传导电流幅度频谱图Fig. 8 Conduction current amplitude spectrum under condition of rapid adding of Z2 loading |
|
 |
| 图 9 负载Z2突加情况的EMI时-频特性Fig. 9 Time-frequency characteristic of EMI under condition of rapid adding of Z2 loading |
|
对于斩波类负载,当开关器件开关频率固定时,由于结构相对简单,产生的EMI频谱一般位于开关频率及其倍数频率附近,较容易识别.但是,在斩波类负载的后端设备突然变化时,不仅会改变电流的幅值,而且会使得频谱发生移位,这是其他类负载在突变时所没有体现的特性.同时,负载突变的容量越大,频谱极值位置偏移的幅度就越大.因此,在设计和选择飞机负载时,不仅要从负载工作特性对电气系统容量、电压和电流冲击的角度进行核算,而且也要考虑负载工作状态的切换对EMI的影响.3.3 逆变类负载的EMI特性以往文献关于逆变电路的研究大都是针对逆变器负载侧的谐波进行分析的,而将逆变器输入侧的直流电源视为理想直流源.但在实际情况中,由于开关器件不停地高速开断电路,使得逆变器的直流输入侧电流波形呈现高频脉冲形状.采用高压直流配电方案的MEA电气系统中,直流汇流条作为其他形式汇流条的电源,挂接逆变器引入的EMI可能会通过汇流条耦合到其他用电设备上,造成严重后果.因此,需要分析直流侧的EMI.在实现逆变的控制算法中,脉冲宽度调制(PWM)技术得到了广泛的发展和应用.采用PWM技术可以调节输出电压中基波电压的大小,增大输出电压中最低次谐波的阶次,达到控制输出基波电压并改善输出波形的效果.PWM的载波频率越高,单位时间内的脉冲数越多,则开关器件的开关频率就越高,从而使逆变电路的输出电压更接近理想的正弦波形.因此,PWM控制器的开关频率越来越高.各种PWM控制策略中,正弦脉宽调制(SPWM)技术应用最为广泛.图 10为采用SPWM技术控制的逆变电路,其中载波频率为10 kHz,交流输出侧带有LC滤波环节,开关器件K采用绝缘栅双极晶体管(Insulated Gate Bipolar Translator,IGBT).
 |
| 图 10 SPWM逆变原理图Fig. 10 Principle diagram of SPWM inverter circuit |
|
1) 纯阻性负载.首先分析1 kW纯阻性交流负载
Z1工作时产生的EMI情况.此时,交流电压输出波形近乎为理想正弦波,总谐波含量为1.99%.图 11为直流输入侧电流幅度频谱图,从频谱图上看,谐波分量较多且频谱连续,每隔10 kHz出现幅度频谱峰值,在10 kHz、20 kHz和30 kHz邻域可以观察到幅度频谱的极大值.
 |
| 图 11 输出滤波后直流侧电流幅度频谱图Fig. 11 Current amplitude spectrum of direct current side after output filter |
|
2) 阻感性负载.将负载
Z1替换为同样容量的阻感性负载
Z2,研究逆变电路在不同负载时产生的EMI.其中
Z2的功率因数为0.8(滞后),电路及其参数均与纯阻性负载时的一致,A相交流电压输出波形谐波总畸变系数为1.99%.图 12为直流输入侧电流幅度频谱图,可以看出其频谱特性与阻性负载情况相似,但在某些特定频率位置处频谱幅度明显减小.
 |
| 图 12 直流侧电流幅度频谱图Fig. 12 Current amplitude spectrum of direct current side |
|
带阻感性负载
Z2时的直流电流幅度频谱(蓝线)与带纯阻性负载
Z1时的直流电流幅度频谱(红线)对比如图 13所示.可见,带阻感负载时与带阻性负载时的输入电流幅度频谱在低频区域一致性很好.阻感负载
Z2在28.9 kHz及32.5 kHz等频率位置时,频谱幅度明显小于阻性负载
Z1时的,可达20 dBμA.这说明这些特定频率的谐波被大大削弱.因此可得,在相同条件下工作的逆变类负载若容量接近,则负载对输入侧直流电源线上产生的传导EMI的频谱特性基本相同;阻抗角相对较大的负载在某些特定频率的谐波会减少.
 |
| 图 13 不同性质负载产生电流幅度频谱图与局部放大图Fig. 13 Current amplitude spectrum and partial enlarged detail when load with different power factors |
|
3) 负载突变情况对EMI频谱图影响.在负载
Z1正常工作到
t=5 ms时刻突然接入负载
Z2,分析负载突变对EMI的影响.频谱图如图 14所示,频谱特性并没有发生明显变化.将该频谱图与负载
Z1和
Z2同时工作的情况相比较,可以看出负载突加情况整体上增大了直流侧电流频谱幅度,并且在达到幅度极值的频率位置上稍超前于负载同时工作接入的情况.
 |
| 图 14 负载Z2突加情况与Z1、Z2正常工作情况电流幅度频谱图对比Fig. 14 Comparison of current amplitude spectrum under condition of rapid adding of Z2 loading and in normal operation condition of Z1,Z2 loading |
|
逆变类负载的EMI特性并不像斩波类负载那样在开关器件频率及其倍频附近频谱幅度呈现极大值,其幅度频率极值附近的分布比较复杂且幅值较大.从图 14中还可以看出,幅度频谱的极大值并非恰好等于载波频率及其倍频,频率越高极大值偏离倍频载波的现象越明显.当负载容量相近时,相对较大的阻抗角在某些特定频率的谐波会很少.4 实验及结果分析为了验证仿真得出的电源线EMI特性,以逆变类负载为例设计实验进行验证.实验系统组成结构如图 15所示,该系统的直流电由三相380 V交流电通过整流为270 V的直流电后供给,然后将270 V直流电经过逆变器逆变成三相400 Hz交流电供给航空永磁同步电动机使用.其中,控制器采用载波频率为20 kHz的PWM控制策略.为保证采样频率足够高,采用采样频率为50 MHz的电流卡钳和采样频率为350 MHz的示波器测量和记录直流电源线上的电流.实验平台如图 16所示.
 |
| 图 15 实验原理图Fig. 15 Experimental principle diagram |
|
 |
| 图 16 逆变类负载EMI测试实验平台Fig. 16 Experimental platform for testing EMI caused by inverter load |
|
测量电机在多个稳态工作状态下直流电源线上电流的时域波形,然后对其进行傅里叶变换(FFT),得到直流电源母线上的电流频谱如图 17所示.
 |
| 图 17 直流电源母线上的电流频谱图Fig. 17 Current amplitude spectrum of direct current electric power bus |
|
从频谱图中可以看出,除直流分量外,谐波分量较多且频谱连续,电流幅度随着频率的增大呈下降趋势,峰值主要集中在20 kHz及其倍数频率处;在频率小于80 kHz范围内,幅度极值并不是恰好在20 kHz的整数倍上,而是有一定的偏移.以上实验特性与仿真得到的特性基本一致.从图 17中还可以看出,实验频谱比仿真得到的频谱更加复杂,这主要是由于实验和仿真电路存在着一定的差异,包括实验中直流电源并非理想电源,存在很大的谐波分量;实验电路采取了多种保护器件和设备以及减少谐波干扰措施,例如在20 kHz附近的幅度极值明显小于其他倍频的情况,这就是由于实验中逆变电路后端采取了滤波的原因;实验中的器件并非理想,使得在频谱图高频段上的差异尤为明显.5 结 论研究了多电飞机电气系统整流类负载、斩波类负载和逆变类负载在供电侧产生的传导EMI特性问题.详细研究了负载突变、负载性质和负载容量大小等引起的EMI特性,这对独立电气系统中EMI的识别及滤波器设计具有指导意义.研究得到以下结论:1) 在电力电子开关器件的高频通断引起的EMI问题上,开关频率直接决定了传导EMI的特性.在供电侧传导电流幅度频谱上,开关频率及其倍数频率附近为幅度的极大值,幅度随着频率的增大而减小.在非开关频率及其倍数频率上,幅度比极值小很多,具体分布还取决于负载的特性.对于斩波类负载,在负载突变并重新达到稳态的过程后,供电侧传导电流幅度频谱所取得极值的频率会随负载的大小和性质改变.2) 飞机电气系统在保证电压的波形畸变很小时,电流的波形畸变仍然很大.由于在建模仿真过程中并未考虑非理想开关器件、直流侧滤波及负载非线性等的影响,因此实际电源谐波往往比理论分析的情况更加严重.
参考文献 | [1] | Emadi A,Ehsani M.Aircraft power systems:technology,state of the art,and future trends[J].Aerospace and Electronic Systems Magazine,2000,15(1):28-32. |
| Click to display the text |
| [2] | Nya B H,Brombach J,Schulz D.Benefits of higher voltage levels in aircraft electrical power systems[J].Electrical Systems for Aircraft,Railway and Ship Propulsion,2012,15(1):16-18. |
| Click to display the text |
| [3] | Naayagi R T,Forsyth A J,Shuttleworth R.High-power bidirectional DC-DC converter for aerospace applications[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2012,27(11):4366-4379. |
| Click to display the text |
| [4] | Brombach J,Schroter T,Lucken A,et al.Optimized cabin power supply with a+/-270 V DC grid on a modern aircraft[C]//Proceedings of the 7th International Workshop Compatibility and Power Electronics Conference.Piscataway,N J:IEEE Press,2011:425-428. |
| Click to display the text |
| [5] | Brombach J,Lucken A,Nya B,et al.Comparison of different electrical HVDC-architectures for aircraft application[C]//Proceedings of the 2012 Electrical Systems for Aircraft,Railway and Ship Propulsion Conference.Piscataway,N J:IEEE Press,2012:16-18. |
| Click to display the text |
| [6] | Sarlioglu B.Advances in AC-DC power conversion topologies for more electric aircraft[C]//Proceedings of the 2012 Transportation Electrification Conference and Expo.Piscataway,N J:IEEE Press,2012:18-20. |
| Click to display the text |
| [7] | Ran L,Gokani S,Clare J,et al.Conducted electromagnetic emissions in induction motor drive systems—II:Frequency domain models[J].IEEE Transactions on Power Electronics,1998,13(4): 768-776. |
| Click to display the text |
| [8] | Sullivan C R,Harris J H,Herbert E.Core loss predictions for general PWM waveforms from a simplified set of measured data[C]//Proceedings of the 2010 Applied Power Electronics Conference and Exposition.Piscataway,N J:IEEE Press,2010:1048-1055. |
| Click to display the text |
| [9] | Sun J.Conducted EMI modeling and mitigation for power converters and motor drives[C]//Proceedings of the 2012 ESA Workshop on Aerospace.Piscataway,N J:IEEE Press,2012:21-23. |
| Click to display the text |
| [10] | Zhu G,McDonald B,Wang K.Modeling and analysis of coupled inductors in power converters[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2011,26(5):1355-1363. |
| Click to display the text |
| [11] | 孟进,马伟明,刘德志,等.交流发电机整流系统传导EMI的时域模型与仿真分析[J].中国电机工程学报,2002,22(6): 75-79. Meng J,Ma W M,Liu D Z,et al.Time domain model and simulation analysis of the conducted EMI for alternator-rectifier systems[J].Proceedings of the CSEE,2002,22(6):75-79(in Chinese). |
| Click to Cited By in Cnki |
| [12] | 中国人民解放军总装备部. GJB 860A—2006飞机电气负载和电源容量分析[S].北京:总装备部军标出版发行部,2007. PLA General Armament Department.GJB 860A—2006 Analysis for electric load and power source capacity of aircraft[S].Beijing:General Armament Department Military Standard Publishing Department,2007(in Chinese). |
| |
| [13] | 高朝晖,林辉,张晓斌.同步发电机整流负载系统平均模型的研究[J].微特电机,2007,35(11):15-17. Gao C H,Lin H,Zhang X B.Study on the average model of synchronous generator with rectifying load[J].Small & Special Electrical Machines,2007,35(11):15-17(in Chinese). |
| Cited By in Cnki (1) |
| [14] | 黄建,蔡孟夏. 同时带有整流负载和交流负载的同步发电机分析方法研究[J].电力电子,2005,3(1):41-47. Huang J,Cai M X.Research on the analytical method of aircraft synchronous generator with rectifying and load[J].Power Electronics,2005,3(1):41-47(in Chinese). |
| Cited By in Cnki (5) |
| [15] | 国防科学技术工业委员会. HB 7745—2004飞机电气系统特性[S].北京:中国航空综合技术研究所,2004. Commission of Science Technology and Industry for National Defense.HB 7745—2004 Characteristics of aircraft electrical systems[S].Beijing:China Aero-Polytechnology Establishment,2004(in Chinese). |
| |
| [16] | 中国人民解放军总装备部. GJB 181A—2003飞机供电特性[S].北京:总装备部军标出版发行部,2003. PLA General Armament Department.GJB 181A—2003 Aircraft electric power characteristics[S]. Beijing:General Armament Department Military Standard Publishing Department,2003(in Chinese). |
| |
