TWI416149B - 輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法 - Google Patents

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Description

輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法
本發明係關於一種汽輪發電機扭轉振動之分析方法，尤其是一種對於輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法。
台灣之電力系統為集中於西部之狹長型電力系統，依連接型態可分為北、中、南三個系統，電力供輸係藉由345kV輸電線相連接，由於輸電線侷限於南北走向，無法進行面的擴充，且台灣西部地區人口稠密，輸電線路權及變電所用地取得困難，已逐漸難再興建新傳輸線路。
再者，由於台灣北部電廠發電量供不應求，且中南部電廠發電量供過於求，因此，需藉由超高壓幹線將大容量電力進行南電北送，以彌補北部不足之電力需求。惟，如此將導致南北超高壓幹線潮流甚重，南、北部之發電機的轉子角度差增大，使電力系統穩定度變差。因此，在原有電力傳輸系統的架構下，如何提升輸電容量，已成為刻不容緩之課題。其中，原有電力傳輸系統係如：三相輸電系統，如第1a、1b及1c圖所示，其分別為習知三相輸電系統之電塔示意圖、導體排列配置圖及電壓時域響應圖。
請參閱第2a、2b及2c圖所示，其分別為習知四相輸電系統之電塔示意圖、導體排列配置圖及電壓時域響應圖，由於四相輸電系統具有暫態穩定度高、供電可靠度高及電磁場干擾少、輸電潮流提高及電塔導體配置緊縮等優點，且四相輸電系統係最接近三相輸電系統的多相輸電系統，也是最小可能之偶數相輸電系統，同時具有較佳的線路對稱性，因此，將原有傳輸線路之三相輸電系統升級為四相輸電系統(如第2d圖所示)，將可用於需提高輸送功率之輸電路徑。
惟，習知四相輸電系統之相關文獻皆集中於轉換技術、保護及經濟性分析，針對鄰近發電廠之汽輪發電機，採用四相輸電系統的交互作用問題(例如：扭轉振動)卻未有效討論。再者，台灣自1977年引進核能電廠後，為取得較低的初次價格及較高的熱效率，發電機組日漸增大，由於電力系統之擾動會激起汽輪發電機之葉片及轉軸的轉矩振動(即扭轉振動)，而對葉片及轉軸施加額外疲勞應力，發電機組大型化後，汽輪發電機葉片及轉軸之疲勞強度漸感不足。
有鑑於此，對於台灣之輸電系統而言，在發電機組大型化後，若未來將三相輸電系統升級為四相輸電系統，則無可避免地須考量其線路事故對鄰近發電廠之汽輪發電機所造成的扭轉振動問題。再者，由於建構輸電系統之工程繁瑣且所費不貲，實有必要針對四相輸電系統發展有效的分析方法，以確保採用四相輸電系統之有效性及可行性。
基於上述原因，有必要提供一種輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，以確保採用四相輸電系統之有效性及可行性。
本發明之目的係提供一種輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，藉由建立模型並進行分析，以確保採用四相輸電系統之有效性及可行性者。
為達到前述發明目的，本發明所運用之技術手段包含有：一種輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，係包含：一系統建立步驟，係設定一第一系統及一第二系統，作為分析比較之對象；一模型建立步驟，係建立該第一系統及該第二系統之細部模型；及一分析步驟，係由該第一系統及該第二系統之細部模型進行頻域分析及時域分析。
為讓本發明之上述及其他目的、特徵及優點能更明顯易懂，下文特舉本發明之較佳實施例，並配合所附圖式，作詳細說明如下：請參照第3圖所示，其係本發明輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法之較佳實施例，主要包含一系統建立步驟S1、一模型建立步驟S2及一分析步驟S3。
該系統建立步驟S1，係設定一第一系統及一第二系統，作為分析比較之對象。在本實施例中，該第一系統係以具有汽輪發電機之三相輸電系統，該第二系統係以具有汽輪發電機之四相輸電系統作為實施態樣說明，惟不以此為限。
請參照第4a圖所示，該第一系統係包含一汽輪發電機1、一第一輸電系統2及一電力網3，該汽輪發電機1係由一汽輪機組11驅動一發電機12，該第一輸電系統2係由一第一變壓器21、一三相輸電系統22及一第二變壓器23串接而成，該電力網3係無限匯流排系統。在本實施例中，該汽輪機組11包含數個汽輪機111，該汽輪機111具有數個葉片；該發電機12包含一發電機轉子121連接一整流器轉子122、一激磁轉子123及該汽輪機組11之汽輪機111；該第一變壓器21係Delta-Wye-Ground變壓器(1057MVA)；該三相輸電系統22係單迴路三相輸電系統(345kV)，包含三相輸電導體A、B、C及二斷路器(Circuit Break，CB)CB；該第二變壓器23係Wye-Ground-Delta變壓器。
請參照第4b圖所示，該第二系統係包含該汽輪發電機1、一第二輸電系統4及該電力網3，其中，該第二輸電系統4係由一第三變壓器41、一四相輸電系統42及一第四變壓器43串接而成，該第三變壓器41係Scott-+-Ground 變壓器(1057MVA)；該四相輸電系統42係單迴路四相輸電系統(211.3kV)，包含四相輸電導體a、b、c、d及二斷路器CB；該第四變壓器43係+-Ground-Scott變壓器。
請參照第3圖所示，該模型建立步驟S2，係建立該第一系統及該第二系統之細部模型，其中，該細部模型包含一汽輪發電機機械模型、一葉片機械模型、一汽輪發電機電氣模型及一變壓器模型。
請參照第5圖所示，其係該汽輪發電機機械模型之示意圖，其中，該汽輪發電機機械模型係以質量-阻尼-彈簧模型呈現，包含該汽輪機組11之模型及該發電機12之模型，該汽輪機組11之數個汽輪機111係表示為一高壓汽輪機HP、一第一級低壓汽輪機前段LP1F、一第一級低壓汽輪機後段LP1R、一第二級低壓汽輪機前段LP2F及一第二級低壓汽輪機後段LP2R，每一段LP1F、LP1R、LP2F、LP2R皆具有11級葉片B1F、B1R、B2F、B2R(圖中為方便說明各只畫出一個葉片)，前9級葉片有護板聯接，末2級葉片則為自由式。該發電機12則表示為該發電機轉子121、該整流器轉子122及該激磁轉子123其中，參數Ih 、ILP1F 、ILP1R 、ILP2F 、ILP2R 、Ig 、Ir 及Ie 分別是該高壓汽輪機HP的慣量、該第一級低壓汽輪機前段LP1F的慣量、該第一級低壓汽輪機後段LP1R的慣量、該第二級低壓汽輪機前段LP2F的慣量、該第二級低壓汽輪機後段LP2R的慣量、該發電機轉子121的慣量、該整流器轉子122的慣量及該激磁轉子123的慣量。參數Kh1 、K1fr 、K12 、K2fr 、K2g 、Kgr 及Kre 分別是該高壓汽輪機HP與該第一級低壓汽輪機前段LP1F之間的剛度係數、該第一級低壓汽輪機前段LP1F與後段LP1R之間的剛度係數、該第一級低壓汽輪機後段LP1R與該第二級低壓汽輪機前段LP2F之間的剛度係數、該第二級低壓汽輪機前段LP2F與後段LP2R之間的剛度係數、該第二級低壓汽輪機後段LP2R與該發電機轉子121之間的剛度係數、該發電機轉子121與該整流器轉子122之間的剛度係數及該整流器轉子122與該激磁轉子123之間的剛度係數。參數Dh 、D1f 、D1r 、D2f 、D2r 、Dg 、Dr 及De 分別是該高壓汽輪機HP的阻尼係數、該第一級低壓汽輪機前段LP1F的阻尼係數、該第一級低壓汽輪機後段LP1R的阻尼係數、該第二級低壓汽輪機前段LP2F的阻尼係數、該第二級低壓汽輪機後段LP2R的阻尼係數、該發電機轉子121的阻尼係數、該整流器轉子122的阻尼係數、該激磁轉子123的阻尼係數。參數Dh1 、D1fr 、D12 、D2fr 、D2g 、Dgr 及Dre 分別是該高壓汽輪機HP與該第一級低壓汽輪機前段LP1F之間的阻尼係數、該第一級低壓汽輪機前段LP1F與後段LP1R之間的阻尼係數、該第一級低壓汽輪機後段LP1R與該第二級低壓汽輪機前段LP2F之間的阻尼係數、該第二級低壓汽輪機前段LP2F與後段LP2R之間的阻尼係數、該第二級低壓汽輪機後段LP2R與該發電機轉子121之間的阻尼係數、該發電機轉子121與該整流器轉子122之間的阻尼係數及該整流器轉子122與該激磁轉子123之間的阻尼係數。
請參照第6圖所示，其係該葉片機械模型之示意圖，其中，該葉片機械模型係以質量-阻尼-彈簧模型呈現(為方便表示，僅以該第一級低壓汽輪機後段LP1R之葉片為代表)，其中，參數JLP1R 是該第一級低壓汽輪機後段LP1R的慣量；參數D1r 是該第一級低壓汽輪機後段LP1R的阻尼係數；參數D1fr 及D12 分別是該第一級低壓汽輪機前段LP1F與後段LP1R之間的阻尼係數及該第一級低壓汽輪機後段LP1R與該第二級低壓汽輪機前段LP2F之間的阻尼係數；參數K1fr 及K12 分別是該第一級低壓汽輪機前段LP1F與後段LP1R之間的剛度係數及該第一級低壓汽輪機後段LP1R與該第二級低壓汽輪機前段LP2F之間的剛度係數；參數Jbf 是該第一級低壓汽輪機後段LP1R的撓曲；參數Kbf 是該第一級低壓汽輪機後段LP1R的撓曲剛度係數；參數Dbf 是該第一級低壓汽輪機後段LP1R的撓曲阻尼係數。
此外，由於該第一級低壓汽輪機後段LP1R之葉片及葉輪為可撓元件，於運轉中受本身撓性變形、冷縮及動態耦合效應等影響，包含三種振動模態，其中，撓屈模(Flexural Mode)振動與運轉同向，振頻較低且振幅較大，且為研究不對稱線路故障之超同步振動衝擊，葉片模型採用後2級(L1)撓屈模；軸向模(Axial Mode)振動與運轉垂直；而扭轉模(Torsional Mode)則產生扭曲振動。再者，汽輪機機械系統模型經以集總元件表示，則包含葉片之整體轉軸系統之扭轉行為可由扭轉運動方程式表示，任一軸段之運動方程式如下所示，其中，(1)及(2)為轉軸(段)的運動方程式，(3)及(4)為葉片的運動方程式：
pΦ j =ω j 　(1)
p ω j ={τint, j -τ out , j -(C j +C j -1, j +C j , j +1 )ω j +C j -1, j *ω j -1 +C j , j +1 *ω j +1 -(K j -1, j +K j , j +1 +K Bj )Φ j +K j - 1, j Φ j -1 +K j , j + 1 Φ j +1 +K Bj Φ Bj }/J j 　(2)
pΦ Bj =ω Bj 　(3)
p ω Bj =(τint, Bj -τ out , Bj +K Bj *Φ j -K Bj *Φ Bj -C Bj *ω Bj )/J Bj 　(4)
其中，Φ j 及ω j 分別為第j段轉子之角位移及角速度，Φ Bj 及ω Bj 分別為第j段葉片之角位移及角速度。
請參照第7圖所示，其係該汽輪發電機電氣模型之示意圖，其中，該汽輪發電機電氣模型係以電感-電阻-電容網路(inductance-resistance-capacitance network)呈現，為方便表示，僅以該第二級低壓汽輪機後段LP2R與該發電機轉子121為代表，其中，參數K2FR 、K2G 及KGR 分別是該第二級低壓汽輪機前段LP2F與後段LP2R之間的剛度係數、該第二級低壓汽輪機後段LP2R與該發電機轉子121之間的剛度係數及該發電機轉子121與該整流器轉子122之間的剛度係數；參數D2FR 、D2G 及DGR 分別是該第二級低壓汽輪機前段LP2F與後段LP2R之間的阻尼係數、該第二級低壓汽輪機後段LP2R與該發電機轉子121之間的阻尼係數及該發電機轉子121與該整流器轉子122之間的阻尼係數；參數KB2R 、IB2R 及DB2R 是該第二級低壓汽輪機後段LP2R之葉片B2R的剛度係數、慣量及阻尼係數；參數D2R 及DG 分別是該第二級低壓汽輪機後段LP2R的阻尼係數及該發電機轉子121的阻尼係數；參數ILP2R 及IG 分別是該第二級低壓汽輪機後段LP2R的慣量及該發電機轉子121的慣量；TE/M 是電磁轉子之激擾源(E/M torque)。
在本實施例中，採用Matlab-Sim-Power System建構模型，其中，該第一汽輪發電機11之發電機採用「Fundamental Parameters in pu」同步機模型，該第一變壓器21及該第二變壓器23採用DYg Tri-phase模型(即三相變三相變壓器)，該該三相輸電系統22採用R-L Tri-phase模型，該電力網3採用R-L equivalent voltage source模型。
請參照第8圖所示，其係該第三變壓器41所採用之Scott-Four-phase模型的示意圖。其中，包含一A輸入埠41A、一B輸入埠41B、一C輸入埠41C、一第一變壓單元411、一第二變壓單元412、一第三變壓單元413、一a輸出埠41a、一b輸出埠41b、一c輸出埠41c、一d輸出埠41d及一接地端41n，該第一變壓單元411、該第一變壓單元412及該第一變壓單元413各由一個一次側線圈及二個二次側線圈形成一s輸入端、一t輸入端、一w輸出端、一x輸出端、一y輸出端、一z輸出端，該第一變壓單元411之s輸入端電性連接該A輸入埠41A，該第一變壓單元411之t輸入端電性連接該第二變壓單元412之t輸入端及該第三變壓單元413之s輸入端，該第二變壓單元412之s輸入端電性連接該B輸入埠41B，該第三變壓單元413之t輸入端電性連接該C輸入埠41C，該第一變壓單元411之w輸出端電性連接該a輸出埠41a，該第一變壓單元411之x輸出端及y電性連接該接地端n，該第一變壓單元411之z輸出端電性連接該c輸出埠41c，該第二變壓單元412之w輸出端電性連接該b輸出埠41b，該第二變壓單元412之x輸出端電性連接該第三變壓單元413之w輸出端，該第二變壓單元412之y輸出端電性連接該接地端n，該第二變壓單元412之z輸出端電性連接該第三變壓單元413之y輸出端，該第三變壓單元413之x輸出端電性連接該接地端n，該第三變壓單元413之z輸出端電性連接該d輸出埠41d。
該分析步驟S3，係由該第一系統及該第二系統之細部模型進行頻域分析及時域分析。詳言之，在頻域分析方面，當電力系統干擾源(disturbance)產生時，由於該干擾源經由機電能量之變換，而轉換為電磁轉矩之激擾源(E/M torque)，該激擾源包含一個單相成分(unidirectional component)、一個系統頻率成分(system-frequency component)及一個二倍頻率成分(double system-frequency component)。因此，該頻域分析係針對該第一系統及該第二系統分析一個單相成分(unidirectional component，<2Hz)、一個系統頻率成分(system-frequency component)及一個二倍頻率成分(double system-frequency component)，其中，該單相成分對應於該發電機12之傳送功率(或電樞電流振幅)，該系統頻率成分對應該發電機12之電樞電流之直流成分，該二倍頻率成分對應該發電機12之負序電樞電流。
更詳言之，由於利用機電類比原理，可將汽機質量-阻尼-彈簧模型(mass-damping-spring model)類比為電氣電感-電阻-電容網路(inductance-resistance-capacitance network)，再利用相量分析進行頻率掃描(Frequency Scanning)，即可取得汽機之振模頻率及穩態時之振動轉矩。因此，在本實施例中，首先將一個單位標么激擾源施加於發電機轉子，再將該單位標么激擾源由0.01Hz逐漸增加至140Hz，間隔0.01Hz，可取得各轉軸及葉片之轉矩頻率響應。接著，由各轉軸及葉片之轉矩頻率響應，可發現所有振模皆已有效地避開整數倍系統頻率±5%之禁止頻帶；另，對於一般不對稱線路故障之二倍頻(120Hz)激擾，雖已無超同步共振之虞，惟，該低壓汽機葉片LP2R仍因其高響應特性，而具有高應力超同步振動；此外，相對於系統頻率成分激擾，各轉軸及葉片皆呈現不高之敏感性。
另外，在時域分析方面，由於該三相輸電系統22之輸電線的11種可能性故障可歸納為5種(差別僅為相位上之差異)，而該四相輸電系統42之輸電線之26種可能性故障可歸納為9種，如表1所示，其中，L-G表示線接地(line-ground earth fault)。在本實施例中，係模擬表1所示之各種故障狀況，首先設定各該系統1及2在0秒時為穩態，於0.1秒時設定故障處為輸電線中點處(即P1及P2)，再分別計算激起於該汽輪機111之葉片及轉軸上的扭轉振動轉矩。以下列舉數種故障型態分析比較情形：
【一】短暫性自我清除型故障
(1)暫態穩定度比較
首先，設定該第一系統為三相接地(3L-G)故障型態，並設定該第二系統為四相接地(4L-G)故障型態，其中，三相接地(3L-G)及四相接地(4L-G)皆為一短時接地故障(即該斷路器CB不跳脫)。由該第一系統及該第二系統之自我清除時間對汽機振動轉矩值之關係可得知，該第一系統及該第二系統之轉軸及葉片轉矩峰對峰值(peak-to-peak torque，即瞬間轉矩最大值減最小值)具有相近的靈敏度關係，並可決定一最糟(worst-case)清除時間。在本實施例中，該最糟清除時間為0.19秒。另，在最糟清除時間的情形下，若該第一系統及該第二系統之線電壓皆為345kV，則該第二系統之輸電容量較該第一系統之輸電容量提升63.3%，換言之，該第二系統之暫態穩定度高於該第一系統。
(2)汽輪機振動轉矩比較
首先，將故障電樞a相電流經過一橢圓形6階低通濾波器分析，由該故障電樞a相電流之直流成分可知，該直流成分導致電磁轉矩系統頻率成分激擾，其電流振幅搖擺與電磁轉矩單相成分成正比關係，轉軸振動較電磁轉矩單相成分敏感。另，由於平衡型故障無負序電流，因此，於電磁轉矩之二倍頻成分的扭轉振動皆由電磁轉矩系統頻率成分所激勵。另，無論於何種清除時間之情形下，該第二系統之振動轉矩皆小於該第一系統之振動轉矩，換言之，該第一系統故障時，對該汽輪發電機1之構件的影響較大。
此外，由其他故障型態可知，若該第一系統及該第二系統皆為平衡型故障，即該第一系統為三相(3L)或三相接地(3L-G)故障型態，或該第二系統為四相(4L)或四相接地(4L-G)故障型態，則該汽輪發電機1所產生之扭轉振動皆相同。再者，由於轉軸振動對單相成分較敏感，因此，平衡型故障型態會激起最大的轉軸振動轉矩值，惟，由於葉片對負序電流較敏感，因此，由不平衡故障所激起之振動轉矩高於平衡型故障之振動轉矩。整體而言，由各類型線路故障之平均轉矩分佈，可得知該第二系統之轉軸平均轉矩小於該第一系統之轉軸平均轉矩，且該第二系統之葉片振動小於該第一系統之葉片振動。
(3)相同輸電容量下比較
由於該第二系統在最糟清除時間之四相接地故障型態下，雖然輸電電壓下降，惟，線路及變壓器高壓側之阻抗標么值將提昇，由轉子角響應可得知，暫態穩定度仍保持相同，但是，由於故障點之故障電流將減小，抑制發電機之電磁轉矩變化量，而降低汽輪機扭轉振動值，因此，如表2所示，該第二系統相較於該第一系統，該轉軸及葉片之振動分別有19%及26%之抑制量。
【二】斷路器清除故障及復閉
首先，設定該第二系統由二組步階測距電驛(step-distance relay)分別偵測a/b相及c/d相，分別進行：
1.單相接地故障：單極跳脫單相及高速復閉。
2.不同一組二相(a,c)之短路或接地故障：故障相單極跳脫單相及高速復閉。
3.相鄰90度二相(ab,cd)或二相短路或接地故障：二極跳脫，不復閉(及一組斷路器中，二相故障)。
4.三相以上短路或接地故障：二組二極斷路器跳脫，不再復閉。
(1)　暫態穩定度比較
由於該第二系統(345kV)之輸電容量提升66.7%，因此該第二系統之轉子角具有最小的搖擺，及最佳的暫態穩定度。另，由於該第一系統及該第二系統(211kV)具有相同輸電功率容量，且該第二系統(211kV)具有最大的線路阻抗，因此，該第二系統之穩態轉子角度(42.5°)大於該第一系統之穩態轉子角度(40.5°)。
(2)　汽輪機振動轉矩比較
由於在單極跳脫至復閉期間，該第一系統及該第二系統呈現單相開路(斷線)故障，因此，此時該第一系統及該第二系統為不平衡欠相運轉，而導致負序電流注入發電機，進一步使發電機電磁轉矩產生二倍頻(120Hz)成份。另，由於該第二系統(211kV)具有最大的線路阻抗，因此，在欠相期間將引入最大量的負序電流，而具有最明顯的電磁轉矩二倍頻成分。
本發明之對於輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，係藉由建立模型並進行分析，而使本發明具有確保採用四相輸電系統之有效性及可行性之功效。
雖然本發明已利用上述較佳實施例揭示，然其並非用以限定本發明，任何熟習此技藝者在不脫離本發明之精神和範圍之內，相對上述實施例進行各種更動與修改仍屬本發明所保護之技術範疇，因此本發明之保護範圍當視後附之申請專利範圍所界定者為準。
 [本發明]
1．．．汽輪發電機
11．．．汽輪機組
111．．．汽輪機
12．．．發電機
121．．．發電機轉子
122．．．整流器轉子
123．．．激磁轉子
2．．．第一輸電系統
21．．．第一變壓器
22．．．三相輸電系統
23．．．第二變壓器
3．．．電力網
4．．．第二輸電系統
41．．．第三變壓器
41A．．．A輸入埠
41B．．．B輸入埠
41C．．．C輸入埠
41a．．．a輸出埠
41b．．．b輸出埠
41c．．．c輸出埠
41d．．．d輸出埠
411．．．第一變壓單元
412．．．第二變壓單元
413．．．第三變壓單元
42．．．四相輸電系統
43．．．第四變壓器
A．．．相輸電導體
B．．．相輸電導體
C．．．相輸電導體
CB．．．斷路器
HP．．．高壓汽輪機
LP1F．．．第一級低壓汽輪機前段
LP1R．．．第一級低壓汽輪機後段
LP2F．．．第二級低壓汽輪機前段
LP2R．．．第二級低壓汽輪機後段
B1F,B1R,B2F,B2R．．．葉片
S1．．．系統建立步驟
S2．．．模型建立步驟
S3．．．分析步驟
a．．．相輸電導體
b．．．相輸電導體
c．．．相輸電導體
d．．．相輸電導體
n．．．接地端
第1a圖：習知三相輸電系統之電塔示意圖。
第1b圖：習知三相輸電系統之導體排列配置圖。
第1c圖：習知三相輸電系統之電壓時域響應圖。
第2a圖：習知四相輸電系統之電塔示意圖。
第2b圖：習知四相輸電系統之導體排列配置圖。
第2c圖：習知四相輸電系統之電壓時域響應圖。
第2d圖：三相輸電系統轉為四相輸電系統之示意圖。
第3圖：本發明較佳實施例之流程圖。
第4a圖：本發明較佳實施例之第一系統的示意圖。
第4b圖：本發明較佳實施例之第二系統的示意圖。
第5圖：本發明較佳實施例之汽輪發電機機械模型的示意圖。
第6圖：本發明較佳實施例之葉片機械模型的示意圖。
第7圖：本發明較佳實施例之汽輪發電機電氣模型的示意圖。
第8圖：本發明較佳實施例之Scott-Four-phase模型的示意圖。
S1．．．系統建立步驟
S2．．．模型建立步驟
S3．．．分析步驟

Claims (9)

  1. 一種輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，係包含：一系統建立步驟，係設定一第一系統及一第二系統，作為分析比較之對象，該第二系統係具有汽輪發電機之四相輸電系統；一模型建立步驟，係建立該第一系統及該第二系統之細部模型；及一分析步驟，係由該第一系統及該第二系統之細部模型進行頻域分析及時域分析。
  2. 依申請專利範圍第1項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第一系統係具有汽輪發電機之三相輸電系統。
  3. 依申請專利範圍第1項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第一系統係包含一汽輪發電機、一第一輸電系統及一電力網，該汽輪發電機係由一汽輪機組驅動一發電機，該第一輸電系統係由一第一變壓器、一三相輸電系統及一第二變壓器串接而成，該電力網係無限匯流排系統。
  4. 依申請專利範圍第3項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第一變壓器係Delta-Wye-Ground變壓器，該三相輸電系統係單迴路三相輸電系統，該第二變壓器係Wye-Ground-Delta變壓器。
  5. 依申請專利範圍第1項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第二系統係包含一汽輪發電機、一第二輸電系統及一電力網，該汽輪發電機係由一汽輪機組驅動一發電機，該第二輸電系統係由一第三變壓器、一四相輸電系統及一第四變壓器串接而成，該電力網係無限匯流排系統。
  6. 依申請專利範圍第5項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第三變壓器係Scott-+-Ground變壓器，該四相輸電系統係單迴路四相輸電系統，該第四變壓器係+-Ground-Scott變壓器。
  7. 依申請專利範圍第6項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該第三變壓器包含一A輸入埠、一B輸入埠、一C輸入埠、一第一變壓單元、一第二變壓單元、一第三變壓單元、一a輸出埠、一b輸出埠、一c輸出埠、一d輸出埠及一接地端，該第一變壓單元、該第一變壓單元及該第一變壓單元各由一個一次側線圈及二個二次側線圈形成一s輸入端、一t輸入端、一w輸出端、一x輸出端、一y輸出端、一z輸出端，該第一變壓單元之s輸入端電性連接該A輸入埠，該第一變壓單元之t輸入端電性連接該第二變壓單元之t輸入端及該第三變壓單元之s輸入端，該第二變壓單元之s輸入端電性連接該B輸入埠，該第三變壓單元之t輸入端電性連接該C輸入埠，該第一變壓單元之w輸出端電性連接該a輸出埠，該第一變壓單元之x輸出端及y輸出端電性連接該接地端，該第一變壓 單元之z輸出端電性連接該c輸出埠，該第二變壓單元之w輸出端電性連接該b輸出埠，該第二變壓單元之x輸出端電性連接該第三變壓單元之w輸出端，該第二變壓單元之y輸出端電性連接該接地端，該第二變壓單元之z輸出端電性連接該第三變壓單元之y輸出端，該第三變壓單元之x輸出端電性連接該接地端，該第三變壓單元之z輸出端電性連接該d輸出埠。
  8. 依申請專利範圍第1項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該細部模型包含一汽輪發電機機械模型、一葉片機械模型、一汽輪發電機電氣模型及一變壓器模型。
  9. 依申請專利範圍第8項所述之輸電系統造成汽輪發電機扭轉振動之分析方法，其中該汽輪發電機機械模型包含一汽輪機組之模型及一發電機之模型，該汽輪機組係表示為一高壓汽輪機、一第一級低壓汽輪機前段、一第一級低壓汽輪機後段、一第二級低壓汽輪機前段及一第二級低壓汽輪機後段，該第一級低壓汽輪機前段、該第一級低壓汽輪機後段、該第二級低壓汽輪機前段及該第二級低壓汽輪機後段皆具有11級葉片，該發電機則表示為一發電機轉子、一整流器轉子及一激磁轉子。
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