带整流负载同步发电机阻尼绕组

范文一：带整流负载同步发电机阻尼绕组研究

２０００年第２期

总第４７期

文章编号：１０００一４６５３（２０００）０２—００８１—０７中国航海Ｎｏ．２Ｄｅｃｅｍｂｅｒ２０００ＳｅｒｉａｌＮｏ．４７ＮＡＶＩＧＡＴｌ０ＮＯＦＣＨＩＮＡ

带整流负载同步发电机阻尼绕组研究

温洪１，张晓锋２，蒋心怡２，乔呜忠２

（１．海军潜艇学院，青岛２６６０７１；２．海军工程大学，武汉４３００３３）

摘要：阻尼绕组对发电机短路电流值大小起着决定性的影响，本文就阻尼绕组对同步发

电机整流系统直流侧短路时的最大短路电流及对基本波形的影响分别进行了分析计算和

试验验证，得出了无阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路电流值较有阻尼绕组同步

发电机有明显下降；阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，去

掉阻尼绕组使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧；ｑ绕组对改善电压波形效果

明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

关键词：同步发电机；整流系统；阻尼绕组；短路电流；基本波形

中图分类号：ＴＭ３０３．１文献标识码：Ａ

ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＤａｍｐｉｎｇＷｉｎｄｉｎｇｏｆ

ＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＧｅｎｅｒａｔｏｒｗｉｔｈＲｅｃｔｉｆｙｉｎｇＬｏａｄ

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ＪＩＡＮＧＸｉｎ—ｙｉ２．

２．ＮａｖｙＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＺＨＡＮＧＸｉａｏ—ｆｅｎ９２ＱＩＡＯＭｉｎｇ—ｚｈｏｎ９２４３００３３，Ｃｈｉｎａ）（１．ＮａｖｙＳｕｂｍａｒｉｎｅＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｑｉｎｇｄａｏ２６６０７１，Ｃｈｉｎａ；Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｗｕｈａｎ

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收稿日期：２０００—０４—１８作者简介：温洪（１９６４一），女，海军潜艇学院讲师

８２中国航海２０００年第２期ｒｅｎｔ；ＢａｓｉｃＷａｖｅＦｏｒｍ

由于电力系统的容量日益增大，同步发电机的单机容量也在增加，因而发电机的短路电流也越来越大，这给电力系统的短路保护装置的研制及保护特性的设定带来了很大压力。值得注意的是，阻尼绕组虽然对普通同步发电机并联系统的稳定性至关重要，对同步发电机的振荡起稳定作用，但在整流并联系统中，由于整流桥的隔离作用，该振荡已不存在，所以阻尼绕组已不是影响稳定性的主要因素，从另一方面看，阻尼绕组对发电机短路电流值大小的影响是决定性的，本文将对有阻尼绕组同步发电机整流系统和无阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路时的最大短路电流进行分析和计算，并通过试验验证，以寻求降低短路电流的途径。此外，阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，尽管去掉阻尼绕组不影响该系统稳定性，但使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧；ｑ绕组对改善电压波形效果明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

本文就阻尼绕组对同步发电机整流系统短路电流，交直流侧电压、电流波形的影响进行了一系列的研究。得出了采用带较弱阻尼作用或不带阻尼绕组但在ｑ轴加稳定短路绕组的转子结构形式，可使同步发电机整流系统的短路电流大为减小，同时对系统的其它特性又不会带来大的影响。１直流侧短路电流计算

三相同步发电机整流系统直流侧突然短路原理电路如图１所示，图中整流二极管ａ十和ａ一、ｂ＋１．１直流侧短路分析和ｂ一、ｃ＋和ｃ一组成双向开关，当忽略二极管导通压降时，可用短接线代替，因而直流侧短路时，对交流侧而言，就是三相对称短路，等效电路如图２所示。

Ｐ

Ｋ

图ｌ原理电路图２等效电路

１．２交流侧短路电流的计算

同步发电机在三相突然短路情况下基本方程是线性的，可使用叠加原理来分析其短路过程，所以将同步发电机的突然三相短路问题考虑为短路前稳态运行情况与突然在电机端头叠加和突然短路前的端电压大小相等但方向相反的三相电压两种情况的叠加。为分析方便起见，在此只写出短路前为空载时的表达式。

１．２．１有阻尼绕组同步发电机三相短路后的定子电流

对于有阻尼绕组同步发电机，有近似假设条件Ｘ”ｄ—Ｘ”ｑ，因此，可将定子电流简化表示为：

ｉ。一［（麦～乏）ｅ－乇＋（麦一去）ｅ乇＋三］ｕ。。ｃ。ｓｃｒ＋臼。，一鲁ｅ惫ｃ。ｓ或ｃ，，

带整流负载同步发电机阻尼绕组研究８３

将上式中的０。换为００一１２０。及Ｏ。＋１２０。时，就司求得ｉｂ、ｉ，的表达式。

１．２．２无阻尼绕组同步发电机三相短路后的定子电流

采用与有阻尼绕组同步发电机相同的分析方法，可以得到无阻尼绕组同步发电机的定子电流：

屯一Ｅ（１：一麦）ｅ一巧ｔ十１一］ｕ。ｃ。ｓ（ｒ＋００）一

警ｅ一麦［（瓦１＋去）ｃ。ｓ氏＋（巧１一丢）ｃ。ｓｃ２ｚ＋００）］

将上式中的Ｏｏ换为氏一１２０。及锣。＋１２０。时，就可得到如、ｉ，的表达式。以上各式中：７＇：一…７＂（Ｔｄ。。，ｃ２，丁７。一考％丁。一吾?篇Ｉｔ？１

１．３交流侧最大短路电流的分析

１．３．１有阻尼绕组同步发电机

由式（１）可知，当Ｏｏ—ｏ，ｆ一≥时，ｉ。取得最大值，考虑电流的衰减，交流侧的最大短路电流为：

。。乇Ｔ！地。Ｅ（１１一麦）ｅ一毫＋（夏１一麦）ｅ～乏＋去］＋等ｅ一爰

式中Ｔ，为交流量的周期（２ｎ电弧度）。

１．３．２无阻尼绕组同步发电机

由式（２）可得无阻尼绕组同步发电机交流侧最大短路电流为：㈦

。。。一ｔ｝％乩。一彳Ｔ—ｕ沏Ｅ（１：一去）ｅ一弼Ｔｓ＋去＋习１ｚＴ。：］ｅｃ４，

１．４直流侧最大短路电流

分析可知，三相整流系统直流侧短路电流峰值等于交流侧相电流的最大值，而后者的大小与短路起始角Ｏｏ有关，因而三相整流系统短路起始角对直流侧短路电流峰值有较大的影响。

用０。表示三相绕组Ａ相的短路起始角，当不计电流的衰减时，Ａ相短路电流可表示为式（１），同样分别用Ｏｏ一１２０。及氏＋１２０。替代０。，即可得到ｉ。和ｉ。。若Ｏｏ一０，则￡一７ｃ时Ａ相电流为最大，此时直流侧短路电流峰值为：

ｉ却Ｉ一。一。一一ｉ。１铲。，。一ｕ。。［（；Ｉｔ！一麦）ｅ竞＋（麦一去）ｅ￡＋乏］＋％ｅ竞ｃｓ，

即等于交流侧最大短路电流？姗。，若Ｏｏ一詈，则当ｆ一警时，Ａ相电流和ｃ相电流为最大，此时直流侧短路电流峰值为：ｉ出，｜％一詈一一屯｜气：扣；等一半?ｕ沏［（杰一杰）ｅ一弼５ｚｒ＋（杰一去）ｅ一遗＋去＋麦ｅ一爰］

（６）

即等于交流侧最大短路电流ｉ如。。的０．９３３倍，显然，直流侧短路电流峰值大小与短路起始角有关，其最大值为ｉ出户ｍａ。一ｉ岫。，其最小值为ｉ出川。一０．９３３ｉ岫。。

注：除特殊声明外，本文各量均采用标幺值。

２直流侧最大短路电流试验２．１试验结果

８４中国航海２０００年第２期

（ａ）有阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流（ｂ）有阻尼绕组同步发电机Ａ相电压

图３有阻尼绕组电机直流侧短路电流波形

‘ｄｅ３０

２０

１０

Ｏ一／７＼、．．一／

（ｂ）无阻尼绕组同步发电机Ａ相电压（ａ）无阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流

图４无阻尼绕组电机直流侧短路电流波形

从前面的分析已知，当０。一０时，交流侧最大短路电流取得最大值，但在００—０时刻短路是很难捕捉的，而直流侧短路电流的最大值受口角的影响较小，其峰值在交流侧最大短路电流值的１倍～０．９３３倍之间。因此本文将着重对直流侧最大短路电流进行分析。

图３分别给出了有阻尼绕组同步发电机直流侧短路时，较接近直流侧短路电流峰值最大值的Ａ相电压波形和直流侧短路电流波形。即表１中第二组数据所对应的波形。

图４分别给出了无阻尼绕组同步发电机直流侧短路时，较接近短路电流峰值最大值的Ａ相电压波形和直流侧短路电流波形。即表２中第五组数据所对应的波形。

表１和表２分别给出了有阻尼绕组同步发电机和无阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流的试验值。

表１有阻尼绕组电机直流侧短路电流试验数据（单位：Ａ）

试验序号

直流侧短路电流

２．２试验结果分析

２．２．１交流侧短路电流计算值与直流侧短路电流实测值的比较

根据图３的波形，即表１中第二组数据所对应短路时刻的Ａ相电压和直流侧短路电流．可以计算出有阻尼绕组同步发电机在该短路时刻所对应的交流侧短路电流值。由Ａ相电压波形可得：

０。一１８２．８６。，ｔ一１７２．５７。一０．００９６Ｓ

ｉ讲一［（麦一麦）ｅ一乇＋（瓦１一去）ｅ一毛＋去］ｕ。。ｃ。ｓ

ｃｚ＋００，一警ｅ走［（麦＋壶）ｃｏＳ¨（习１一去）ｃｏＳ亿“，］一３４２Ａ上式中：ｚ：一０．０６４，ｚ：一０．０７６，ｚ：一０．１１２，ｚｄ＝１．１１，７１：一０．０２８Ｓ，丁：一０．２０４Ｓ，Ｔ。一０．３６Ｓ，

童墼堕鱼塾垦垄叁皇丝堕星堑丝堡窒

Ｕ。。一９０ｖ厂虿！！

将计算结果与对应的表１中第二组直流侧短路电流数据比较可知，该短路时刻交流侧短路电流的计算值与直流侧短路电流的实测值是基本一致的。即ｌ‘ｄｃｐｍａｘ≈ｉ如。。。

根据图４的波形，即表２中第五组数据所对应短路时刻的Ａ相电压和直流侧短路电流，可以计算出无阻尼绕组电机在该短路时刻所对应的交流侧短路电流值。由Ａ相电压波形可得：

０。一５．９４。，ｔ一１７４．７。一０．００９７Ｓ

Ｚ‘ａｉ．ｉ－＝［（麦一麦）ｅ－之＋（瓦１一麦）ｅ一疙＋麦］ｕ。。ｃ。ｓ

一警ｅ－麦［（麦＋去）ｃｏｓ０。＋（习１一去）ＣＯＳｃ２ｚ＋００，］一２７４

Ｕ。。一９０√２ｃｔ＋００，Ａ上式中：ｚｄｔｔ一０．０８１，ｚ。Ｉｔ一０．４５１，ｚ：一０．１１２，ｚｄ一１．１１，７１：一０．０２１Ｓ，７１：一０．２０４Ｓ，Ｔ。一０．７１２Ｓ，

将计算结果与对应的表２中第五组直流侧短路电流数据比较可知，该短路时刻交流侧短路电流的计算值与直流侧短路电流的实测值是基本一致的，即ｌ‘ｄｃｐｍａｘ≈ｏ．９９ｉ劬。，。

２．２．２直流侧短路电流实测值分析

前面的分析可知，直流侧短路电流峰值最大值为ｉ出。；一ｉ如。。，峰值最小值为ｉ出挪。一０．９３３ｉ＃。。。，在本试验系统和试验参数条件下，有阻尼绕组同步发电机理论计算：ｉ细。。一３４２Ａ，ｉ出ｍ，一ｉ劬。。一３４２Ａ，ｉ如…一０．９３３ｉ细。；一３１９Ａ。由表１的数据可以看出，试验所得数据均在３１９Ａ～３４２Ａ范围内。即有阻尼绕组同步发电机试验结果与理论计算是一致的。

在与有阻尼绕阻同步发电机相同的试验条件下，无阻尼绕组同步发电机理论计算：ｉ如。。一２７５Ａ，ｉ跏。，＝ｉ蜘。。一２７５Ａ，ｌ‘ｄｃｐｍｉｎ一０．９３３ｉ≠＝。；一２５６Ａ。由表２的数据可以看出，除第七组数据外其他试验所得数据均在２５６Ａ～２７５Ａ范围内。即无阻尼绕组同步发电机试验结果与理论计算是一致的。２．２．３阻尼绕组对直流侧短路电流的影响

在本试验系统及参数条件下，理论计算：有阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路最大短路电流值为３４２Ａ，无阻尼绕组时为２７５Ａ，无阻尼绕组最大短路电流下降了约１９．６％。试验结果：有阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路最大短路电流值为３４１Ａ，无阻尼绕组时为２７２Ａ，无阻尼绕组最大短路电流下降了约２０．２％。

３阻尼绕组对同步发电机整流系统基本波形的影响

通过对同步发电机整流系统的电压、电流波形的数据采集并进行谐波分析可知，阻尼绕组对该系统基本波形具有较大影响，研究结果如下：

３．１阻尼绕组对交流电压的影响

阻尼绕组对同步发电机输出的交流电压波形具有较大影响，阻尼绕组可以改善交流电压波形，使其谐波含量很低，去掉阻尼绕组后使得交流电压的波形畸变加剧，其谐波含量是有阻尼绕组时的２倍至３倍，且随着负载电流的增大，波形畸变越来越大，该试验结果与仿真结果是一致的。图５给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组时，交流线电压波形畸变率的比较，其中实线为有阻尼绕组的情况，虚线为无阻尼绕组的情况。

３．２阻尼绕组对交流电流的影响阻尼绕组对同步发电机的输出电流波形同样具有较大影响。无阻尼绕组时，交流电流的波形畸

８６中国航海２０００年第２期

变率减小，且随负载电流的增大，波形畸变率越来越小，这与阻尼绕组对电压波形的影响规律正好相反。该试验结果与仿真结果是一致的。图６给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组时，交流电流波形畸变率的比较，其中实线代表有阻尼的情况，虚线代表无阻尼的情况。

图５交流线电压波形畸变翠比较图６交流电流波形畸变翠比较

３．３阻尼绕组对整流输出电压的影响

阻尼绕组对整流输出的波形也具有较大影响，同步发电机无阻尼绕组将使整流电压的纹波因数和脉动系数增大，大约是有阻尼绕组时的２倍～３倍，特别是在直流负载电流较大时，其整流电压品质下降很多，仿真结果也说明了这一点，这对于直流电动机的运行是不利的。图７给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组同步发电机整流电压纹波因数和脉动系数的比较。

因此，从阻尼绕组对基本波形的影响规律看，减弱阻尼，对于该类系统的电磁兼容性来讲，是有益的，而综合考虑有无阻尼对交流电压、交流电流的影响情况，此时对同步发电机的效率应不会有太大影响。其整流电压品质下降很多，对于直流电动机的运行是不利的。

４ｑ绕组对基本波形的影响

同步发电机整流系统去掉阻尼绕组后，对基本波形的影响是不利的，但文献［５］对同步发电机整流系统在ｚ：、ｚ：相差较大并在ｑ轴方向增设适当短路绕

组的情况进行了仿真。图８给出了该仿真在Ｉ出一１．０ｐｕ时

的结果，该仿真结果的参数条件如下：

不带ｑ绕组时：ｚ：一０．１０３，ｚ：一１．２１５

带ｑ绕组时：ｚｄｆｔ一０．１０３，ｚ：一０．１０３

图８（ａ）为交流线电压波形，图８（ｂ）为交流相电压波

形，图８（ｃ）为交流电流波形，图８（ｄ）为整流电压波形，从上

述波形可以看出ｑ绕组对改善电压波形效果明显，交流线直流电压纹波因素比较（％）

电压波形畸变率从不带ｑ绕组时的４２．６２％，降为带ｑ绕

组时２０．６２％，波形崎变率下降了约５０％，整流电压纹波因

数从２５．５５％降为８．６６％，整流电压脉动系数从２７．０５％

下降至８．９４％。这是可以理解的，因为加入ｑ绕组后，实际

上影响了横轴的超瞬态电抗值，此时的ｚ匕一１．２１５，接近于

ｚ匕（１．３４），而加入ｑ绕组后，此时的ｚ：一０．１０３≈ｘ７。，因此

其改善电压波形作用的效果是显著的，当同步发电机整流

系统无阻尼绕组时，利用ｑ绕组可以弥补对电压波形的损

害。直流电压脉动系数比较（％）图７整流电压波形畸变率比较

带整流负载同步发电机阻尼绕组研究８７

——————

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＼、卜７／７］Ｉ厂弋Ｌ、／＼厂／■ＬⅣ一》一、

（ｂ）

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｜｜蚪ｎ＿－４＂－卜ｒ、、卜ｒ、卜卜ｒ、、Ｊ卜●●●●●＿●｜

—｜｜ｉ

（ｄ）【ｃ）

图８带ｑ绕组仿真波形

５结论

理论分析计算和试验结果表明：阻尼绕组对同步发电机整流系统的稳定性影响不大，无阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路电流值较有阻尼绕组同步发电机有明显下降；阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，去掉阻尼绕组使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧；ｑ绕组对改善电压波形效果明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

阻尼绕组对同步发电机整流系统短路电流的影响较其对运行稳定性，过渡过程中过电压的影响要大得多，减弱阻尼乃至去掉阻尼绕组可使系统最大短路电流明显下降，去掉阻尼绕组对交直流侧电压波形的损害可通过在ｑ轴方向上加装一ｑ短路绕组加以弥补。因此，在同步发电机整流系统中，减弱阻尼绕组或去掉阻尼绕组是降低系统短路电流的重要途径。

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带整流负载同步发电机阻尼绕组研究

作者：

作者单位：

刊名：

英文刊名：

年，卷(期)：

被引用次数：温洪，张晓锋，蒋心怡，乔鸣忠， WEN Hong， ZHANG Xiao-feng， JIANG Xin-yi，QIAO Ming-zhong温洪,WEN Hong(海军潜艇学院,青岛,266071)，张晓锋,蒋心怡,乔鸣忠,ZHANG Xiao-feng,JIANG Xin-yi,QIAO Ming-zhong(海军工程大学,武汉,430033)中国航海NAVIGATION OF CHINA2000，(2)1次

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对具有反电势负载的同步发电机整流系统的静态稳定性进行了研究,建立了系统稳定性分析的电路模型,分析了系统在微扰条件下各量的变化情况,提出了系统稳定的判据条件,并对此进行了合理解释.通过实例分析对影响系统稳定性的参数进行了计算研究,绘制了系统稳定的参数范围曲线,分析解释了各种参数影响系统稳定性的原因,揭示了同步发电机整流系统的稳定性规律.

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该文将带整流负载的同步发电机d、q轴变量的低频分量(含非周期分量)和高频分量分别加以处理.在忽略转子回路对高频电流的电阻和忽略阻尼绕组对低频分量的作用的条件下,分别建立了适用于三相和十二相同步发电机整流系统稳态和似稳态分析的电路模型.在此基础上,得出了单机整流带反电势负载系统和多机整流并联系统小扰动条件下的线性化模型.对于十二相同步发电机整流系统,该文分别分析了接IPR和不接IPR时的运行过程和运行特性,导出了交、直流电压、电流的变换关系,从而为该类系统的运行参量计算及运行稳定性分析提供了可能性.在上述工作的基础上,深入研究了三相和十二相同步发电机单机整流带反电势负载和多机整流并联系统在小扰动下的运行稳定性问题.得出了稳定判据;提出了运行稳定性的计算方法;阐明了该类系统运行稳定性问题的机理;分析了发展电机电抗、线路阻抗、负载参数等诸多因素对单机和多机系统运行稳定性的影响.分析表明,同步发电机整流系统在小扰动下之所以运行不稳定,根本上是由发电机和系统的电磁过程而不是由系统的机电过程引起的.

7.期刊论文邵英. 袁立军十二相同步发电机整流系统运行模式分析 -中国电机工程学报2003,23(7)

步分析了十二相同步发电机内部4组Y型联接的三相绕组间互感对运行模式的影响,为精确的数字仿真奠定了理论基础.

8.期刊论文黄劭刚. 王丽芬. 吴斌. HUANG Shao-gang. WANG Li-fen. WU Bin 同步发电机整流系统稳态解析计算与仿真分析 -电机与控制应用2008,35(5)

针对数字仿真计算具有较好的精度,但过程复杂、计算时间长的特点,对三相同步发电机整流系统的稳态运行特性进行了分析,给出了便于工程计算的解析算法,并列出了解析计算公式及计算步骤.同时对该系统进行了仿真分析,新电机模型中,恒压励磁、恒定转速非常逼真地模拟了实际同步电机.对比结果证实了该解析算法完全可以替代仿真计算,非常便于工程应用.

9.学位论文焦宇飞十二相发电机整流系统突然短路研究 1999

十二相同步发电机整流系统统短路电流的大小直接关系到配电板断路器的设计及主干电缆、汇流条和保护系统的合理选择,因此,确定发电机最大短路电流和冲击转矩与参数的关系,对于十二相充电发电机的国产化乃至整个电力系统的设计有着重要的指导意义.该文分析了十二相(四Y移15℃)同步发电机整流系统直流侧突然短路对于交流侧而言,相当于十中二相对称短路.据此导出了交流侧短路电流及电磁转矩的表达式,并给出了交直汉侧最大短路电流及冲击电磁转矩的实用计算公式.据此得到了理论计算结果.通过模拟电机的大量试验和得到数据可以看出:实验结果与理论计算相当吻合.由德方提供的Piller电朵试验数据亦与理论计算吻合.由此可以认为,计算公式的正确实用的.该文工作地合理的、有效的.

10.期刊论文赵景波同步发电机整流系统的分析方法和研究领域 -电气传动自动化2004,26(1)

同步发电机整流系统的广泛应用以及其多类型的系统结构和运行方式,形成了一个以该系统为对象的研究领域,本文对该系统的分析方法和研究所涉及的领域进行了综合性的讨论,归纳总结出分析该系统的主要分析方法和研究领域.

引证文献(1条)

1. 庄劲武. 张晓锋. 杨锋. 王晨. 许瀚交流发电机整流供电系统故障限流装置的分析与设计[期刊论文]-中国电机工程学报 2005(19)

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范文二：带整流负载同步发电机阻尼绕组研究

带整流负载同步发电机阻尼绕组研究

,,,,年第,期

总第,,期

文章编号:,,,,一,,,,(,,,,),,—,,,,—,,中国航海,,(,,,;,,,,,,,,,,,,,,,,,(,,,,,，,,,,,,,,,,，,,

温洪,，张晓锋,，蒋心怡,，乔呜忠,

(,(海军潜艇学院，青岛,,,,,,;,(海军工程大学，武汉,,,,,,)

摘要:阻尼绕组对发电机短路电流值大小起着决定性的影响，本文就阻尼绕组对同步发电机整流系统直流侧短路时的最大短路电流及对基本波形的影响分别进行了分析计算和试验验证，得出了无阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路电流值较有阻尼绕组同步发电机有明显下降;阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，去掉阻尼绕组使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧;？绕组对改善电压波形效果明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

关键词:同步发电机;整流系统;阻尼绕组;短路电流;基本波形

中图分类号:,,,,,(,文献标识码:,

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收稿日期:,,,,—,,—,,作者简介:温洪(,,,,一)，———————————————————————————————————————————————

女，海军潜艇学院讲师

万方数据

,,中国航海,,,,年第,期,,,,;,,,,;,,,,,,,,

由于电力系统的容量日益增大，同步发电机的单机容量也在增加，因而发电机的短路电流也越来越大，这给电力系统的短路保护装置的研制及保护特性的设定带来了很大压力。值得注意的是，阻尼绕组虽然对普通同步发电机并联系统的稳定性至关重要，对同步发电机的振荡起稳定作用，但在整流并联系统中，由于整流桥的隔离作用，该振荡已不存在，所以阻尼绕组已不是影响稳定性的主要因素，从另一方面看，阻尼绕组对发电机短路电流值大小的影响是决定性的，本文将对有阻尼绕组同步发电机整流系统和无阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路时的最大短路电流进行分析和计算，并通过试验验证，以寻求降低短路电流的途径。此外，阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，尽管去掉阻尼绕组不影响该系统稳定性，但使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧;？绕组对改善电压波形效果明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

本文就阻尼绕组对同步发电机整流系统短路电流，交直流侧电压、电流波形的影响进行了一系列的研究。得出了采用带较弱阻尼作用或不带阻尼绕组但在？轴加稳定短路绕组的转子结构形式，可使同步发电机整流系统的短路电流大为减小，同时对系统的其它特性又不会带来大的影响。,直流侧短路电流计算

———————————————————————————————————————————————

三相同步发电机整流系统直流侧突然短路原理电路如图,所示，图中整流二极管,十和,一、,，,(,直流侧短路分析和,一、;，和;一组成双向开关，当忽略二极管导通压降时，可用短接线代替，因而直流侧短路时，对交流侧而言，就是三相对称短路，等效电路如图,所示。

图,原理电路图,等效电路

,(,交流侧短路电流的计算

,(,(,有阻尼绕组同步发电机三相短路后的定子电流

对于有阻尼绕组同步发电机，有近似假设条件,”,—,”？，因此，可将定子电流简化表示为:

,。一,(麦,乏),,乇，(麦一去),乇，三,,。。;。,;,，臼。，一鲁,惫;。,或万方数据 ;，，

将上式中的,。换为,,一,,,。及,。，,,,。时，就司求得,,、,，的表达式。

,(,(,无阻尼绕组同步发电机三相短路后的定子电流 ———————————————————————————————————————————————

采用与有阻尼绕组同步发电机相同的分析方法，可以得到无阻尼绕组同步发电机的定子电流:

屯一,(,:一麦),一巧,十,一,,。;。,(,，,,)一

警,一麦,(瓦,，去);。,氏，(巧,一丢);。,;,,，,,),

将上式中的,,换为氏一,,,。及锣。，,,,。时，就可得到如、,，的表达式。以上各式中:,,:一?,:(,,。。，;,，丁,。一考,丁。一吾?篇，,,,

,(,交流侧最大短路电流的分析

,(,(,有阻尼绕组同步发电机

由式(,)可知，当,,—,，,一?时，,。取得最大值，考虑电流的衰减，交流侧的最大短路电流为:

。。乇,～地。,(,,一麦),一毫，(夏,一麦),,乏，去,，等,一爰

式中,，为交流量的周期(,,电弧度)。

,(,(,无阻尼绕组同步发电机

由式(,)可得无阻尼绕组同步发电机交流侧最大短路电流为:?

。。。一,,,乩。一彳,—,沏,(,:一去),一弼,,，去，习,,,。:,,;,，

,(,直流侧最大短路电流

———————————————————————————————————————————————

分析可知，三相整流系统直流侧短路电流峰值等于交流侧相电流的最大值，而后者的大小与短路起始角,,有关，因而三相整流系统短路起始角对直流侧短路电流峰值有较大的影响。

用,。表示三相绕组,相的短路起始角，当不计电流的衰减时，,相短路电流可表示为式(,)，同样分别用,,一,,,。及氏，,,,。替代,。，即可得到,。和,。。若,,一,，则,一,;时,相电流为最大，此时直流侧短路电流峰值为:

,却，一。一。一一,。,铲。，。一,。。,(;，,～一麦),竞，(麦一去),,，乏,，,,竞;,，即等于交流侧最大短路电流,姗。，若,,一詈，则当,一警时，,相电流和;相电流为最大，此时直流侧短路电流峰值为:,出，,,一詈一一屯,气:扣;等一半?,沏,(杰一杰),一弼,,,，(杰一去),一遗，去，麦,一爰,

(,)

即等于交流侧最大短路电流,如。。的,(,,,倍，显然，直流侧短路电流峰值大小与短路起始角有关，其最大值为,出户,,。一,岫。，其最小值为,出川。一,(,,,,岫。。

注:除特殊声明外，本文各量均采用标幺值。

,直流侧最大短路电流试验万方数据 ,(,试验结果

,,中国航海,,,,年第,期

(,)有阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流(,)有阻尼绕组同步发电机,相电压

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图,有阻尼绕组电机直流侧短路电流波形

‘,,,,

,一,,,、((一,

(,)无阻尼绕组同步发电机,相电压(,)无阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流

图,无阻尼绕组电机直流侧短路电流波形

从前面的分析已知，当,。一,时，交流侧最大短路电流取得最大值，但在,,—,时刻短路是很难捕捉的，而直流侧短路电流的最大值受口角的影响较小，其峰值在交流侧最大短路电流值的,倍,,(,,,倍之间。因此本文将着重对直流侧最大短路电流进行分析。

图,分别给出了有阻尼绕组同步发电机直流侧短路时，较接近直流侧短路电流峰值最大值的,相电压波形和直流侧短路电流波形。即表,中第二组数据所对应的波形。

图,分别给出了无阻尼绕组同步发电机直流侧短路时，较接近短路电流峰值最大值的,相电压波形和直流侧短路电流波形。即表,中第五组数据所对应的波形。

表,和表,分别给出了有阻尼绕组同步发电机和无阻尼绕组同步发电机直流侧短路电流的试验值。

表,有阻尼绕组电机直流侧短路电流试验数据(单位:,)

试验序号

———————————————————————————————————————————————

直流侧短路电流

,(,试验结果分析

,(,(,交流侧短路电流计算值与直流侧短路电流实测值的比较

根据图,的波形，即表,中第二组数据所对应短路时刻的,相电压和直流侧短路电流(可以计算出有阻尼绕组同步发电机在该短路时刻所对应的交流侧短路电流值。由,相电压波形可得:

,。一,,,(,,。，,一,,,(,,。一,(,,,,,

,讲一,(麦一麦),一乇，(瓦,一去),一毛，去,,。。;。,

万方数据 ;,，,,，一警,走,(麦，壶);,,?(习,一去);,,亿“，,一,,,,上式中:,:一,(,,,，,:一,(,,,，,:一,(,,,，,,,,(,,，,,:一,(,,,,，丁:一,(,,,,，,。一,(,,,，

童墼堕鱼塾垦垄叁皇丝堕星堑丝堡窒

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将计算结果与对应的表,中第二组直流侧短路电流数据比较可知，该短路时刻交流侧短路电流的计算值与直流侧短路电流的实测值是基本一致的。即,‘,;,,,,?,如。。。

根据图,的波形，即表,中第五组数据所对应短路时刻的,相电压和直流侧短路电流，可以计算出无阻尼绕组电机在该短路时刻所对应的交流侧短路电流值。由,相电压波形可得:

———————————————————————————————————————————————

,。一,(,,。，,一,,,(,。一,(,,,,,

,‘,,(,,,,(麦一麦),,之，(瓦,一麦),一疙，麦,,。。;。,

一警,,麦,(麦，去);,,,。，(习,一去),,,;,,，,,，,一,,,

,。。一,,?,;,，,,，,上式中:,,,,一,(,,,，,。，,一,(,,,，,:一,(,,,，,,一,(,,，,,:一,(,,,,，,,:一,(,,,,，,。一,(,,,,，

将计算结果与对应的表,中第五组直流侧短路电流数据比较可知，该短路时刻交流侧短路电流的计算值与直流侧短路电流的实测值是基本一致的，即,‘,;,,,,?,(,,,劬。，。

,(,(,直流侧短路电流实测值分析

前面的分析可知，直流侧短路电流峰值最大值为,出。;一,如。。，峰值最小值为,出挪。一,(,,,,,。。。，在本试验系统和试验参数条件下，有阻尼绕组同步发电机理论计算:,细。。一,,,,，,出,，一,劬。。一,,,,，,如?一,(,,,,细。;一,,,,。由表,的数据可以看出，试验所得数据均在,,,,,,,,,范围内。即有阻尼绕组同步发电机试验结果与理论计算是一致的。

在与有阻尼绕阻同步发电机相同的试验条件下，无阻尼绕组同步发电机理论计算:,如。。一,,,,，,跏。，,,蜘。。一,,,,，,‘,;,,,,一,(,,,,?,。;一,,,,。由表,———————————————————————————————————————————————

的数据可以看出，除第七组数据外其他试验所得数据均在,,,,,,,,,范围内。即无阻尼绕组同步发电机试验结果与理论计算是一致的。,(,(,阻尼绕组对直流侧短路电流的影响

在本试验系统及参数条件下，理论计算:有阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路最大短路电流值为,,,,，无阻尼绕组时为,,,,，无阻尼绕组最大短路电流下降了约,,(,,。试验结果:有阻尼绕组同步发电机整流系统直流侧短路最大短路电流值为,,,,，无阻尼绕组时为,,,,，无阻尼绕组最大短路电流下降了约,,(,,。

,阻尼绕组对同步发电机整流系统基本波形的影响

通过对同步发电机整流系统的电压、电流波形的数据采集并进行谐波分析可知，阻尼绕组对该系统基本波形具有较大影响，研究结果如下:

,(,阻尼绕组对交流电压的影响

阻尼绕组对同步发电机输出的交流电压波形具有较大影响，阻尼绕组可以改善交流电压波形，使其谐波含量很低，去掉阻尼绕组后使得交流电压的波形畸变加剧，其谐波含量是有阻尼绕组时的,倍至,倍，且随着负载电流的增大，波形畸变越来越大，该试验结果与仿真结果是一致的。图,给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组时，交流线电压波形畸变率的比较，其中实线为有阻尼绕组的情况，虚线为无阻尼绕组的情况。

,(,阻尼绕组对交流电流的影响阻尼绕组对同步发电机的输出———————————————————————————————————————————————

电流波形同样具有较大影响。无阻尼绕组时，交流电流的波形畸万方数据

,,中国航海,,,,年第,期

变率减小，且随负载电流的增大，波形畸变率越来越小，这与阻尼绕组对电压波形的影响规律正好相反。该试验结果与仿真结果是一致的。图,给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组时，交流电流波形畸变率的比较，其中实线代表有阻尼的情况，虚线代表无阻尼的情况。

图,交流线电压波形畸变翠比较图,交流电流波形畸变翠比较

,(,阻尼绕组对整流输出电压的影响

阻尼绕组对整流输出的波形也具有较大影响，同步发电机无阻尼绕组将使整流电压的纹波因数和脉动系数增大，大约是有阻尼绕组时的,倍,,倍，特别是在直流负载电流较大时，其整流电压品质下降很多，仿真结果也说明了这一点，这对于直流电动机的运行是不利的。图,给出了有阻尼绕组和无阻尼绕组同步发电机整流电压纹波因数和脉动系数的比较。

,？绕组对基本波形的影响

同步发电机整流系统去掉阻尼绕组后，对基本波形的影响是不利的，但文献,,,对同步发电机整流系统在,:、,:相差较大并在———————————————————————————————————————————————

？轴方向增设适当短路绕

组的情况进行了仿真。图,给出了该仿真在，出一,(,,,时

的结果，该仿真结果的参数条件如下:

不带？绕组时:,:一,(,,,，,:一,(,,,

带？绕组时:,,,,一,(,,,，,:一,(,,,

图,(,)为交流线电压波形，图,(,)为交流相电压波

形，图,(;)为交流电流波形，图,(,)为整流电压波形，从上

述波形可以看出？绕组对改善电压波形效果明显，交流线直流电压纹波因素比较(,)

电压波形畸变率从不带？绕组时的,,(,,,，降为带？绕

组时,,(,,,，波形崎变率下降了约,,,，整流电压纹波因

数从,,(,,,降为,(,,,，整流电压脉动系数从,,(,,,

下降至,(,,,。这是可以理解的，因为加入？绕组后，实际

上影响了横轴的超瞬态电抗值，此时的,匕一,(,,,，接近于

,匕(,(,,)，而加入？绕组后，此时的,:一,(,,,?,,。，因此

其改善电压波形作用的效果是显著的，当同步发电机整流

系统无阻尼绕组时，利用？绕组可以弥补对电压波形的损 ———————————————————————————————————————————————

害。直流电压脉动系数比较(,)图,整流电压波形畸变率比较

万方数据

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图,带？绕组仿真波形

结论

理论分析计算和试验结果表明:阻尼绕组对同步发电机整流系统的稳定性影响不大，无阻尼绕

组同步发电机整流系统直流侧短路电流值较有阻尼绕组同步发电机有明显下降;阻尼绕组具有改善同步发电机整流系统交直流侧电压波形的作用，去掉阻尼绕组使得交流电压波形谐波含量增大，波形畸变加剧;？绕组对改善电压波形效果明显，可以弥补减弱阻尼引起的对电压波形的损害。

阻尼绕组对同步发电机整流系统短路电流的影响较其对运行稳定性，过渡过程中过电压的影响要大得多，减弱阻尼乃至去掉阻尼绕组可使系统最大短路电流明显下降，去掉阻尼绕组对交直流侧电压波形的损害可通过在？轴方向上加装一？短路绕组加以弥补。因此，在同步发电机整流系统中，减弱阻尼绕组或去掉阻尼绕组是降低系统短路电流的重要途径。

参考文献:

,,,

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,,;,,,,,,,,,,，,,,,(

,,,马伟明，胡安，袁立军(十二相同步发电机整流系统突然短路研究,,,(武汉:海军工程大学科研报告，,,,,(

,,,蒋心怡(同步发电机一整流桥一推进电动机系统的仿真研究,,,(武汉:华中理工大学，,,,,(

,,,张晓锋，张盖凡(非对称多相整流电路的计算,,,(武汉造船工程学会学术年会,;,(武汉:华中理工大学，

,,,,(

万方数据

作者:

作者单位:

刊名:

英文刊名:

年，卷(期):

被引用次数:温洪，张晓锋，蒋心怡，乔鸣忠， WEN Hong， ZHANG Xiao-feng， JIANG Xin-yi，QIAO Ming-zhong温洪,WEN Hong(海军潜艇学院,青岛,266071)，张晓锋,蒋心怡,乔鸣忠,ZHANG Xiao-feng,JIANG Xin-yi,QIAO Ming-zhong(海军工程大学,武汉,430033)中国航海NAVIGATION OF CHINA2000，(2)1次

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参考文献(6条)

2.Masaaki Sakui.Hiroshi Fujita An Analytical Method for calculating

Harmonic Currents of a Three-Phase Diode-Bridge Rectifier with dc Filter

1994(06)

3.M J Hoei jmakers.J M Vleeshouwers Derivation and Verification of

a Model of the SynchronousMachine with Rectifier with Two Damper

Windings on the Direct Axis 1996

4.马伟明.胡安.袁立军十二相同步发电机整流系统突然短路研

究 1997

5.蒋心怡同步发电机-整流桥-推进电动机系统的仿真研究 1997

6.张晓锋.张盖凡非对称多相整流电路的计算 1994

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了三相整流系统的实用等效电路图;提出了同步发电机整流系统稳态

运行特性的解析计算法,导出了解析计算公式,并给出了其计算步骤.

解析法避免了复杂的数字仿真过程,使这类问题的求解大为简化.解析

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相同步发电机整流系统稳态运行特性及谐波计算,具有较高的精度.

2.期刊论文谢莉.雷银照.XIE Li.LEI Yin-zhao 同步发电机整流系统

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4.期刊论文赵常顺.周智勇同步发电机整流系统的数学模型及稳定判据 -船舶工程2003,25(1)

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6.学位论文张晓锋同步发电机整流系统的运行稳定性研究 1995

提供了可能性.在上述工作的基础上,深入研究了三相和十二相同步发电机单机整流带反电势负载和多机整流并联系统在小扰动下的运行稳定性问题.得出了稳定判据;提出了运行稳定性的计算方法;阐明了该类系统运行稳定性问题的机理;分析了发展电机电抗、线路阻抗、负载参数等诸多因素对单机和多机系统运行稳定性的影响.分析表明,同步发电机整流系统在小扰动下之所以运行不稳定,根本上是由发电机和系统的电磁过程而不是由系统的机电过程引起的.

7.期刊论文邵英.袁立军十二相同步发电机整流系统运行模式分析 -中国电机工程学报2003,23(7)

利用线电势相量图,详细分析了十二相发电机整流系统在不同工况下的运行特性,提示了该类系统存在的2-4-6-4-2、4-6-8-6-4两种运行模式,并进一

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范文三：发电机定子绕组

发电机定子接地是指发电机定子绕组回路及与定子绕组回路直接相连的一次系统发生的单相接地短路。定子接

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定子接地的原因

可能引起发电机定子接地的原因有：

小动物引起定子接地。如老鼠窜入设备，使发电机一次回路的带电导体经小动物接地，造成瞬时接地报警。+ @. N$ ?# I7 q( x' ?( c

定子绕组绝缘损坏。除了绝缘老化的原因，主要还有各种外部原因引起绝缘损坏。如定子铁芯叠装松动、绝缘表面落下导电性物体（如铁屑）、绕组线棒在槽中固定不紧等，在运行中产生振动使绝缘损坏；制造发电机时，线棒绝缘留有局部缺陷，运转时转子零件飞出，定子端部固定零件帮扎不紧，定子端部接头开焊等因素均能引起绝缘损坏。

定子绕组引出线回路的绝缘瓷瓶受潮或脏物引起定子回路接地；水冷机组漏水及内冷却水导电率严重超标，引起接地报警； 4 T$ U% F5 n" D/ c7 I) Y

发变组单元接线中，主变压器低压绕组或高压厂用变压器高压绕组内部发生单相接地，都会引起定子接地报警信号；

发电机带开口三角形绕组的电压互感器高压熔断器熔断时，也会发出定子接地报警信号，这种现象通常称为“假接地”。

定子接地的现象及判断

当发电机定子绕组及与定子绕组直接连接的一次回路发生单相接地或发电机电压

互感器高压熔断器熔断时，均发出“`定子接地”光字牌报警信号，按下发电机定子绝缘测量按钮，“定子接地”电压表出现零序电压指示。

发电机发出“定子接地”报警后，应判断接地相别和真、假接地。判断的方法是：当定子一相接地为金属性接地时，通过切换定子电压表可测得接地相对地电压为零，非接地相对地电压为线电压，各线电压不变且平衡。按下定子绝缘测量按钮，“定子接地”电压表指示为零序电压值，其值应为100V。如果一点接地发生在定子绕组内部或发电机出口且为电阻性，或接地发生在发变组主变压器低压绕组内，切换测量定子电压表，测得的接地相对地电压大于零而小于相电压，非接地相对地电压大于相电压而小于线电压，“定子接地”电压表指示小于100V。. [9 P4 I" i6 X6 _! t# l

当发电机电压互感器高压侧一相或两相熔断器熔断时，其二次侧开口三角形绕组端电压也要升高。如U相熔断器熔断，发电机各相一次对地电压未发生变化，仍为相电压，但电压互感器二次侧电压测量值因U相熔断器熔断发生了变化，即UUV、UWU降低，而UVW仍为线电压（线电压不平衡），各相对地电压UV0、UW0接近相电压，UU0明显降低（相对地无电压升高），“定子接地”电压表指示为100/3V，发出“定子接地”光字牌信号（假接地）。 + ^) M G4 Q: C

综上所述，真、假接地的根本区别在于：真接地时，定子电压表指示接地相对地电压降低（或等于零），非接地相对地电压升高（大于相电压但不超过线电压），而线电压仍平衡；假接地时，相对地电压不会升高，线电压也不平衡。这是判断真、假接地的关键。

发电机定子接地的处理 # g- p7 Q3 b" }3 D, D' ~!

对于中性点不接地或经中性点经消弧线圈接地的发电机（200MW及以下），当发生单相接地时，接地点六均不超过允许值（2～4A），故可继续运行，并查找和处

理接地故障，若判明接地点在发电机内，应立即减负荷停机，若接地点在机外，运行时间不超过2h； Y5 J% s* z1 v6 I$ J0 V( q" c8 ]

对于中性点经高阻接地的发电机（200MW及以上），当发生单相接地时，姐弟保护一般作用于跳闸，动作跳闸待机停转后，通过摇测接地电阻，找出故障点。这是考虑接地点发生在发电机内部时，接地电弧电流易使铁芯损坏，对大机组来说，铁芯损坏不易修复。另外，接地电容电流能使铁芯熔化，融化的铁芯又会引起损坏区扩大，使有效铁芯“着火”，由单相短路发展为相间短路。

由上所述，当接到“定子接地”报警后，若判明为真接地，应检查发电机本体及所连接的一次回路，如接地点在发电机外部，应设法消除。如将厂用电倒为备用电源供电观察接地是否消失。如接地无法消除，应在规定时间内停机。如果查明接地点在发电机内部，应立即减负荷停机，并向上级调度汇报。如果现场检查不能发现明显故障，但“定子接地”报警又不消失，应视为发电机内部接地，必须停机检查处理。

若判明为假接地，应检查并判明发电机电压互感器熔断器熔断的相别，视具体情况，带电或停机更换熔断器。如果带电更换熔断器，应做好人身安全措施和防止继电保护误动的措施。

定子接地的现象及判断：

9 S5 A4 E2 E5 M1 H! w; y/ q9 G) ?1 d" G% k3 C) {/ U% Y

8 E0 g0 C# G0 n, @7 X$ |3 ?发电机发出“定子接地”报警后，应判明接地相别和真、假接地。当定子一相为金属性接地时，通过切换定子电压表可测得接地相对地电压为零，非接地相对地电压为线电压，各线电压不变且平衡。定子绝缘电阻测量测得“定

子接地”电压表指示为零序电压值。由于“定子接地”电压表接在发电机电压互感器开口三角绕组的两端，因此，正常运行时“定子接地”电压表的指示为零（开口三角形接线的三相绕组相电压相量和为零），当定子绕组出现一相接地时，因开口三角形连接的二次绕组连接的三相绕组相电压为100/3V，故“定子接地”电压表的指示应为3U0=3ⅹ100/3=100V。 6 B' e c5 O: i) k* V# y) e

& `& ]% M% {& B: T- z1 V2)

7 ]/ e( w/ K+ o. T: B/ f3 K如果一点接地发生在定子绕组的内部或发电机出口，且为电阻性，或接地发生在发变组主变压器低压绕组内，切换测量定子电压表，测得接地相对地电压大于零而小于相电压，非接地相对地电压大于相电压而小于线电压，“定子接地”指示小于100V。

- f. h' ]) j7 ]- P( O- D/ ]

3 G C% ^1 e, |$ @! j$ e3 l3)7 m- ?# i) W- W

当发电机电压互感器高压侧一相或两相熔断器熔断时，其二次侧开口三角绕组端电压也要升高。如U相熔断器熔断，发电机各相对地电压未发生变化，仍为相电压，但电压互感器的二次侧电压测量值因U相熔断发生了变化，即UuvUwu降低，而Uvw仍为线电压（线电压不平衡），各相对地电压Uu0Uw0接近相电压，Uu0明显降低（相对地无电压升高），“定子接地”电压表指示为100/3V，发“定子接地”信号（假接地）。

5 ^# I# I4 I! {+ n0 q" E* V6 m' _4 }; g

真假接地的根本区别：真接地时，定子电压表指示接地相对地电压降低（或等于零），非接地相对地电压升高（大于相电压但不超过线电压），而线电压仍平衡。假接地时，相对地电压不会升高，线电压也不平衡。

# l, {5 n" O3 V: A4 |+ o# o9 Q5 ^( I0 `& f( @

3.发电机定子接地的处理： * R! e+ S6 q% r: }" ~1 x

( m5 E1 t' k! A& g/ `3 m

! F/ f+ Y6 R4 L( {: z5 q' t% B3 x规程规定：容量在150MW及以下的发电机，当接地电容电流小于5A时，在未清除故障前允许发电机在电网一点接地的情况下短时运行，但最多不超过2h；单元接线的发电机变压器组寻找接地的时间不得超过30min。对于容量或接地电容电流大于上述规定的发电机，当定子电压回路单相接地时，要求立即将发电机解列并灭磁。这是考虑接地发生在发电机内部，接地电弧电流易使铁心损坏，另外，接地电容电流能使铁心熔化，熔化的铁心又会引起损坏区域的扩大，使有效铁心“着火”，由单相短路发展为相间短路。

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5 i+ d- `+ h* q% M! P) O当接到“定子接地”报警后，应判明真、假接地。若判明为真接地，应检查发电机本体及所连接的一次回路，如接地点在发电机外部，应设法消除。如将厂用电倒为备用电源供电，观察接地是否消失。如果接地无法消除，对于200MW以上的机组，应在30min内停机。如果查明接地点在发电机内部（在窥视孔能见到放电火花或电弧），应立即减负荷停机，并向上级调度汇报。如果现场检查不能发现明显故障，但“定子接地”报警又不消失，应视为发电机内部接地，30min内必须停机检查处理。 0 {* s3 u4 E& j M$ A, Q

" V9 C4 K: [! s$ V5 q3)

" A# D3 \% ]7 Z若判明为假接地，应检查并判明发电机电压互感器熔断器熔断的相别，视具体情况带电或停机更换熔断器。

1 引言

发电机定子绕组单相接地，是发电机最常见的一种电气故障。定子绕组单相接地的危害性主要是流过故障点的电容电流产生电弧可能烧坏定子铁心，进一步造成匝间短路或相间短路，使发电机遭受更为严重的破坏。因此，拥有一套可靠而灵敏的单相接地保护装置，成为消除这种电气故障的关键。

近几年来，各种原理的发电机定子绕组单相接地保护装置纷纷出现，如三次谐波电压型、零序电流型等，但零序电压型由于其接线简单、维护方便、运行可靠等优点，仍在中小型机组上广泛应用。因此，对零序电压型单相接地保护进行分析和改进，仍有现实意义。

2 零序电压型单相接地保护原理

6kV发电机为中性点不接地系统，当发生定子绕组单相接地时，故障点将出现零序电压。下面以A相定子绕组任一点发生金属性接地故障为例进行分析。

如图1所示，假设A相在距中性点a处（a表示由中性点到故障点的匝数中该相总匝数的百分数）的d点发生接地故障。

则零序电压为（推导过程略）：Ud0=-aEA

上式表明，故障点的零序电压与a成正比，即接地点离中性点越远，零序电压越高。这样，可以利用接于机端的电压互感器开口三角形取得零序电压，构成单相接地保护，如图2所示。

3 存在问题与改进

图2是最基本的零序电压型发电机定子接地保护，实际运行中，经常发生保护误动或拒动现象。因此，有必要对这些问题进行分析与改进，从而提高保护的正确动作率。

3.1 动作电压值整定

零序电压型单相接地保护，是从机端电压互感器开口三角形侧取得零序电压，接入保护用的过电压继电器。理想情况下，发电机正常运行时，TV开口三角形侧无零序电压，继电器不动作。但实际上，发电机在正常运行情况下，其相电压中存在三次谐波电压；另外，在变压器高压侧发生接地短路时，由于变压器高低压绕组之间有电容存在，发电机机端也会产生零序电压。为了保证保护动作的选择性，保护的

整定值应躲开上述三次谐波电压与零序电压。根据运行经验，电压值一般整定为15~20V之间。按此值整定后，由于靠近中性点附近发生接地故障时，零序电压低，保护可能不会起动，故此种保护的保护范围约为由机端到中性点绕组的85%左右，保护存在死区。为了减小死区，提高保护的灵敏性，应采取措施降低动作电压。包括装设三次谐波电压滤过器、利用变压器高压侧的零序电压将接地闭锁等方法来实现。接线原理如图3所示。

将发电机出口6.3kV侧零序由压经三次谐波滤过器LF滤波后，作为起动量输入定子接地继电器KE中，为防止变压器高压侧接地时对低压侧的影响，将35kV侧零序电压作为制动量输入KE中，这样保护的整定值可降低。实际运行中电压值可整定在10V以下，可实现对发电机定子绕组90%范围以上单相接地保护。

3.2 发信或跳闸

规程规定，对于出口电压为6.3kV的发电机，当接地电流等于或大于5A时，单相接地保护作用跳闸；小于5A时，一般只发信号不跳闸，这是基于保护发电机定子绕组而作出的规定。由于电力系统都在不断扩大，现有系统的电容电流一般都在5A

以上，按照规定发电机是应该跳闸的。但实际运行中，受各种因素影响，单相接地误动率还是较高的，发电机频频停机影响较大。这样，在发信和跳闸上进一步研究提有必要的。

（1）应准确区分接地点在发电机侧还是在6kV厂用系统。多数中小电厂，发电机与厂用系统是联为一体的，构成6kV不接地系统。为准确区分接地点，可在厂用分支处装一方向零序电流保护，当判断为6kV厂用系统单相接地时，因线电压对称，仍可继续运行（一般为2h）。当判断为发电机侧单相接地时，可按下面（2）跳闸方式处理。

（2）跳闸方式选择。现代电厂，一般都是多台锅炉与汽机通过母管并列运行。这样，当判断为发电机侧单相接地时，为避免发电机停机，可将该6kV系统上不重要的辅机跳闸，以减少电容电流至规定值以下，避免发电机定子铁心进一步烧损。在此期间，值班人员可对接地点进行确认，确认无误后，再通过调整系统负荷，对接地发电机进行停机处理。

3.3 保护动作时间

国家有关规程对发电机定子绕组单相接地保护的动作时间未作明确规定，各电厂应根据本厂机组的实际运行情况给出延时时间。根据运行经验，延时时间应躲过变压器高压侧后备保护的动作时间，一般为3~5s为宜，否则容易误动。

4 小结

发电机定子绕组单相接地保护，对于中小型发电机，可采用零序电压型保护，实际运行中，应根据系统接线与运行方式，决定保护接线、定值整定、跳闸方式等，以利于发电机定子单相接地保护准确而可靠地动作。

范文四：瞬态下同步发电机阻尼绕组电流的测量和分析

瞬态下同步发电机阻尼绕组电流的测量和分析

(日) 上之园亲佐等

1 前言

伴随电力系统的扩大，明确同步发电机的瞬态特性，对电力系统的分析很重要。特别是为了抑制高次谐波共振，防止振荡之类的目的，安装了凸极同步发电机的阻尼绕组。关于发电机的瞬态特性的影响在理论上没有充分阐明。阻尼绕组电流的实际测量很困难，除此之外，分析阻尼绕组的效果时，绕组常数的使用还不够。

同步电机的非同步运行特性，特别是关于其阻尼绕组的电流分布的研究很久以前就有了。而且，近年来Jovanovski 就旋转电枢型发电机的阻尼绕组电流分布做了报导。但是，这些都将阻尼绕组常数作为稳态函数来使用，并没有采用基于感应电机理论的分析方法，讨论发电机在突发短路时，瞬时状态下的阻尼绕组的电流分布。

本文阐明了作者研究出的旋转磁场型同步发电机阻尼绕组的测量方法，论述了阻尼绕组电流分布的的分析方法，与实际测量的结果对比后证明了本分析方法的正确性。而且，在阻尼绕组电流的测量方面采用基于无线的FM 遥测方法，来应对发电机突发三相短路时的过渡过程。

2 阻尼绕组电流的测量

直接测量阻尼条中的电流很困难。作者在试验电机的阻尼条靠近其端部的两个地方安装了导线，根据实际测得的两端之间的压降，开发了间接测量阻尼条电流的方法。而且，根据这种方法，成功地测量了同步发电机的单纯阻尼条和阻尼绕组极间连接片的电流。以下，介绍了关于阻尼绕组的电流测量方法。 2.1 试验用同步发电机阻尼绕组的构成和测量回路

试验电机是旋转磁场型三相同步发电机，规格为6kV A ，220V ，15.7A ，1800r/min。该发电机的阻尼条

如图1所示，每个极设置了5个阻尼条。

如图2所示，在安装阻尼条端部的两个地方导线之间的压降作为旋转轴上的FM 发送仪的输入，采用发电机外部设置的接收仪来接收，从接收到的电压降求得阻尼条中的电流。

这样测得的压降的波形，如后所述，与阻尼条的电

图1 阻尼条的结构

图2 阻尼绕组电流的测量回路

2.2 测量原理

现在，如图3所示, 阻尼条中的电流为i ，与阻尼条AD 交链的磁通量可分为以下3种：

（1）通过阻尼条的电流产生的内部磁通量Φ1 （2）与阻尼条的一部分交链的阻尼条外部的磁通量Φ2

（3）与整个阻尼条交链的阻尼条外部的磁通量

Φ3 因此，阻尼条AD 之间的电压降设为e ，则有

e=Ri+

d φ2

d t

d φ+L

d i (1)

d t

式中：R 为阻尼条AD 之间的电阻；L 为阻尼条

AD 间的电感。

而且，如果测量回路ABCD 的面积非常小，Φ2和Φ3同时和测量回路ABCD 交链，则ABCD 的压降e '为：

e '=R 'i '+

d φd t

σ=5.75×107ν/m

μ=μ0=1.257×10-6H/m a =0.0025m ω=376.8rad/s

在此基础之上计算式（5）的r 0, x 0，得到r 0=1.00017, x 0=0.0225。而且根据式（7）可得到，I 和I ' 的相位差

d φd t

(2)

式中：i ' 为测量回路中的电流；R ' 为测量回路ABCD 的电阻。这样，有了e =e ' 的关系，根据（1）、?=0.0224，因此修正角度为1°17'。也就是说，测量回

路的电流是根据阻尼条电流推算的，这种程度的相位（2）下面的关系式可成立。

R 'i '=Ri+L

d i (3)

图3 与阻尼绕组AD 部分交链的磁通

然后，可求得式（3）的R 和L 的关系。现在，设阻尼条内部的任意一点（半径为r ）电流密度为i r , i r 为Bessel 函数的微分方程的解，如下所示[5]

。

I 0r =

J (kr) (4)

2πa J 1(ka)

式中：I ，I j r 分别为i =I εj ωt , i r =I r εωt 情况下的电流； k =

-1+j

；a 为阻尼条的半径；ω为阻尼条电流

的角频率；σ，μ分别为阻尼条的导电率和导磁率。

而且，设AD 间的直流电阻为R 0，则有：

R +j ωL R =

ka ?0

2?J 0(kr)?

?J ?1(ka)?

r =a

=1-

12(ka 2) 2-1ka 412(2

) + ≡r 0=jx0 (5)

此外，设i '=I 'εj ωt ，I ' 和I 之间的关系式为：

I ' =

R '

(r 0+jx 0) I (6)

所以，I ' 和I 的相位差?如下。

?=sin-1(

x 0 (7)

r 2

0+x 2

) 0

而且，实验电机所用的阻尼条的σ、μ、a 、ω为

差可以忽略。

因此，根据阻尼条的电感得到的电流、电压的相位差非常小，测量回路的电流与阻尼条的电阻压降相位相同。而且，因为阻尼条的电感与其电阻相比极小，可以忽略不计，所以阻尼条电流的测定就变成了用电压降除以阻尼条的电阻。这种电阻根据阻尼条的材质和尺寸很容易求得，因为由于导线的安装方法等原因

会产生误差，AD 之间的距离需要正确地保证。在这次测量中，此电阻大约有±5%的误差，阻尼条电流的实际测量结果和这个产生了相同的误差。 2.3 采用调频遥测仪测量阻尼条的电流

从发电机外部获取阻尼条压降的方法，可以采用直接的方式和间接的方式。在直接方式下必须在旋转轴上安装滑环，（1）必须加长轴，在真机上实际是不可能的。即使安装上了，（2）滑环的接触电阻特性不是一定的。（3）容易受到周围噪音的影响。由于有以上种种缺点，该方法不可用。

在此作者用间接方式，特别是利用调频波的无线方式，从外部获取电压降。试制的发送仪和接收仪的回路如图4（a ），（b ）所示。

一台发送仪的大小是30?40?60mm ，大约重140g ，将其安装在旋转轴上使用。特别是该发送仪的机械强度足够，而且为了减少外部磁场的影响安装了屏蔽。图5所示为试制的调频遥测仪的外观。

该调频遥测仪的频率特性和直线性如图6（a ），（b ）所示，阻尼条中的电流的基本频率为60Hz 就足够了。

如前所述，同步发电机按照额定速度运行，测量无负荷状态下的三相突发短路运行的阻尼条电流分布。作为一个例子，图1所示的磁极的中央部分的第

瞬态下同步发电机阻尼绕组电流的测量和分析

2011. №4

III 根阻尼条电流的测量结果如图7所示。变换完成分析。

阻尼绕组回路展开的情况如图8（a ）所示。将阻尼绕组看成是由图8（b ）所示的独立的回路构成时，按照如下步骤分析，即

（1）对独立的各个闭合回路（11D, 22D,……）进行d-q 变换；

（2）各个闭合回路的电流（I 11D , I 22D ,……）全部求出；

（3）根据以上结果，计算各个阻尼条的电流。

3 阻尼绕组电流的计算

3.1 阻尼绕组电流的计算方法

在同步发电机的瞬态下阻尼条电流的计算方法是，以Park 的论文为代表

[9, 10]

，所有基于d-q 变换的

分析方法具有一般性，这些方法如图1所示，直接用于鼠笼型阻尼绕组的阻尼条电流的计算时，因为绕组常数的使用复杂，没有实际意义。

这样，作者为了更容易地确定绕组常数，推导出了阻尼绕组电流的计算公式。这种方法基本上根据d-q

图4 FM 遥测仪的电路图

的电流方向，考虑直轴和交轴的磁轴方向后做出选择。

首先，像图9那样在各极的周围连接n 根阻尼条的情况下，如将发电机假设为理想机，电压和磁通量的关系式分别如式（8）、（9）所示。

[e ]=P [?]+[R ][i ] (8)

图5 FM 遥测仪的外观

[?]=[L ][i ] (9) 其中，P ：微分算子 [e ]=[e a e b e c e fd 0……0]t

而且，如图8（a ）所示，按照转子运行方向设定了阻尼条的序号I ，II ，……，V 。而且各个闭合回路

[?]=[?a ?b ?c ?fd ?11D ……?nnD ]t [i ]=[i a i b i c i fd i 11D ……i nnD ]t

?-r ?

-r

??-r ?[R ]=0

????? 现在，阻尼绕组各闭合回路的轴线如图9所示，对式（8）和式（9）进行d-q 变换，分别得到式（10）和式（11）。

?r fd

??r ... r ?11D 1mD r 1nD ?

?... ...

... ????0r m 1D r mmD

r mnD ?

?... ... ... ?

???

r n 1D

...

r nmD

... r nnD ???-l aa

-l ab -l ac -l afd -l a 1D

... -l anD ?

-l ba -l bb -l bc -l bfd -l b 1D ... -l ?bnD

[L ]=?

??-l -l -l ?

cb -l cc cfd -l c 1D ... -l cnD ?

?-l fad -l fbd -l fcd -l fd -l f 1D ... -l ?fnD ???

-l 1aD -l 1bD

-l 1cD

-l 1fD

-l 11D

... -l 1nD ?

?... ... ... ... ... ... -l ?aa ???-l naD

-l nbD

-l ncD

-l nfD

-l n 1D

-l nnD ??

式中：e 为电压，ψ为磁链，R 为阻抗，i 为电流，L 为电感，下标a 、b 、c 为电枢绕组，f d 为励磁绕组，11D , ??????, nnD 为阻尼绕组的各闭合回路，mnD 为第m 闭合回路与第n 闭合回路共同的阻尼条，同理，aa 为电枢的a 相绕组，ab , ac , afd , a 1D , ??????, a n D 分别为电枢的a 相绕组与b 相绕组、c 相绕组、励磁绕组、阻尼绕组的第1闭合回路，??????第n 闭合回路之间，以下的下标均以此为准。另外，不带下标的为电枢各绕组通用。

图6 FM 遥测仪的频率特性和线性特性

[e ']=P [?']+[?'']P θ+[R '][i '] (10)

[?']=[L '][i '] (11)

其中，θ为转子角: [e ']=[e d eq efd 0……0]t

[?']=[?d ?b ?c ?fd ?11D ……?nnD ]t [?'"]=[-?d ?q 0 0……0]t [i ']=[i d iq I fd I11D ……I nnD ]t

?-r

... 0???

... -r ...

??[R ' ]=?0

...

???

?11D

1nD

??0

???

n 1D

nnD

?-l 0?

d ?

-l q [L ']=?-L 0?

fad

?-L 1aD cos ?1-L 1aD sin ?1

... ...

-L naD cos ?n -L naD sin ?n

式中：下标d 、q 分别表示电枢的直轴和交轴，其他下标与式（8）和式（9）所采用的相同。另外，?n 为图9所示的直轴与第n 闭合回路的轴线之间的夹角。

图7 阻尼条电流的振荡

式（10）、（11）中的大写字母I 、R 、L 等与式（8）、（9）中的小写字母i 、r 、l 之间有如下关系：

I=2

i, R=3

r , L=3

由于式（10）、（11）中的I 11D ~I nnD 为图8中所示的环流，利用下式求得各阻尼条中所流过的电流I mnD 。

I mnD = I mn D ±I nn D … (12) 式中：正负号根据假设的环流方向选择。

I 55D I 11D I 22D I 33D

I 55D

I I I I 44D

图8 阻尼绕组回路

3.2 阻尼绕组常数的确定

各阻尼条的电流可以根据式（12）计算出来，并

L afd L a 1D cos ?1... L anD cos ?n ?0L a 1D sin ?1

... L ?

anD sin ?n ?L fd L f 1D ... L fnD ?L 1fD *

L 11D

... L ?1nD ?...

...

... ?L 1D

...

L ?nfD

L n nnD

且必须确定式（10）和（11）中的绕组常数R '、L '。求取绕组常数的方法有根据结构尺寸计算的方法，还有通过测量求得的方法。这里仅介绍用测量的方法来确定图9所示的具有n 根阻尼条情况下阻尼绕组系数的方法。在此方法中，在仅考虑气隙磁导的基波分量的情况下做如下假设：

（1）阻尼绕组各闭合回路之间的互感仅存在于相邻闭合回路之间，这些互感（L 12D ，??????，L （n -1）nD ）均相等。

（2）除了极间部分外，各阻尼条之间的间隔都相同，除第n 闭合回路外，各回路的自感（L 11D ，??????， L （n -1）（n -1）D ）都相等。

（3）除了电枢绕组与阻尼绕组的第n 闭合回路外，各闭合回路之间的互感（L a 1D ，??????，L a （n -1）D ）均相等。

顺便说一下，直轴回路的各绕组耦合状态如图10（a ）、(b)所示。其中，（a ）图是将阻尼绕组等效为一个集中阻尼绕组；（b ）图是将阻尼绕组分割为n 个闭合回路的情况。根据已测出的常数（x d , x d ', x d "等）求出（a ）图中的l d , L fd , L kd , L afd , L akd , L fkd , r , Rfd , R [12]kd 。根据（1）~（3）的假设，(b)图中其余的常数按照如下方法确定。

式（13）是认为所假定的集中阻尼绕组的铁心的横截面与第1根阻尼条至第n 根阻尼条分布排列时所包围的面积相等时所遵循的关系。

-1N

旋转?n 方向

图9 阻尼绕组的位置

首先，

L f 1d ~ Lf(n-1)D, L a1D ~ La(n-1)D

L L fkd ?

f 1D =L f 2D =……= L f(n-1)D =n -1 ?

(13) L L ?akd

a 1D =L a 2D =……= L a(n-1)D = ?

n -1?

式（13）是认为所假定的集中阻尼绕组的铁心的横截面与第1根阻尼条至第n 根阻尼条分布排列时所包围的面积相等时所遵循的关系。

接下来求取

L 11D ~ L(n -1)(n -1)D , L 12D ~ L(n -2)(n -1) D , R 12D ~R (n -2)(n -1) D , 电感为：

L 11D =L 22D =……= L (n-1)(n-1)D =L tD ?

L =L ……= L ? (14)

12D 23D =(n-2)(n-1)D = L md ?

电阻为：

R 11D =R 22D =……= R (n-1)(n-1)D =R ld ?

R ? (15)

12D =R 23D =……= R (n-2)(n-1)D = R md ?

R ld 与R md 之间的关系为：

R ld = A d R md …

(16)

图10 直轴绕组耦合状态

然而，根据如下关系来确定L l d , L md , R md 更好：

A 闭合回路的长度d =

阻尼条的长度

在此，R

md 的求解与式（13

）的情况出于同样的考虑：

R md =R d R

kd …… (17) 其中：

B 阻尼条的长度

d =

与第1根和第n 根阻尼条构成的闭合回

路的长度

因此，最好能求出剩下的L 1d , L md 。它们是基于图10（a ）和(b)都有i d , i fd 这一共同点，根据其等效性求出来的。此处，L 1d , L md 是利用数字计算机计算的，得到的是近似值。也就是说，建立了图10（b ）的回路方程式，对其含有阻抗矩阵未知数的小矩阵元素赋予初始值L 1d , L md ，逐次修正，反复计算，使i d , i fd 与图10（a ）中的相同，得到近似值。

而且，设定初始值的时候，第1个近似值取L ld =A d B d L kd , ωL md =R md 就足够了。

最后求出L fnD , L anD , L (n-1) D , L nnD , R nnD , R (n-1) nD 。其中，除L anD , LnnD 以外，均按照下面的方法确定。

L fnD =0, L (n -1) nD =L md =L md ?

R R R ? (18)

(n -1) nD =md , R nnD =C q md ?

式中：C n 闭合回路的长度q

第阻尼条的长度

这样，剩下的常数就是L anD , L nnD 了，此时与直轴绕组的情况相同，按照图11（a ）和(b)所示的交轴绕组耦合状态考虑，最好根据i q 的等效性来确定。其步骤与求取L 1d , L md 的情况相同。

图11 交轴绕组的耦合状态

4 实测与计算结果

瞬态下同步发电机阻尼绕组电流的测量和分析 2011. №4

2.1节中所述的被试电机的各个常数如表1所示。基于这些常数，利用上节所述的必要的常数来计算阻尼条的电流，结果如表2所示。

表1 被试电机的各个常数

电抗 X d X q X 0 X d ' X d " X q " （p.u. ） 0.511 0.761 0.093 0.366

0.258

0.334 电阻 r r d " r q " 时间 T "d 0 （p.u. ）

0.0214

0.0525

0.143

常数(s)

0.604

注：r d ' 和r q " 分别为初始瞬态过程中从电枢端看过去的直轴和

交轴等效电阻

表2 计算阻尼绕组电流所需的常数

X d X q X afd X akd X fkd X akq 0.511

0.761 0.418 0.418 0.418 0.668 电抗 X fd X kd X kq X f 1D X a 1D X ld （p.u. ）

1.21 0.835 1.05 0.105 0.105

0.232

X md X f n D X a n D X n n D 0.0577

0.0 0.501 0.540

电阻 r R fd R kd R kq R ld R md （p.u. ）

0.0214

0.0046

0.220

0.326

0.156 0.0731

此发电机从空载额定转速的运行工况变为三相突然短路的状态。此时的阻尼条及阻尼绕组极间连接片电流的实测与计算结果如图12（a ）~(f)所示。

此处阻尼条的编号与3.1节中的一致，已除去实测值中的噪音成分。

0.01 0.03 0.05

时间(s)

0.01 0.03 0.05

时间(s)

0.01 0.03 0.05

时间(s)

0.01 0.03 0.05

时间(s)

0.01 0.03 0.05

时间(s)

0.01 0.03 0.05

时间(s)

图12 阻尼条电流的实测值与计算值的比较

图12的结果符合下面的表述，即

（1）同步发电机的瞬态过程中，各阻尼条中的电

流大小变得不一样了。此时位于转子旋转方向侧的阻尼条中流过的电流比位于与旋转方向相反一侧的阻尼

条中流过的电流小。

（2）由于所有阻尼条的电流都通过阻尼绕组极间连接片，因此阻尼绕组极间连接片的电流要比其他阻尼条中的电流大数倍。

（3）阻尼条的电流分布不同，计算值比实测值大。

2011. №4 国外大电机

笔者认为，这是由于实际发电机中磁极表面会产生涡流，致使全部的阻尼条电流平均化。

（4）阻尼条和阻尼绕组极间连接片中流过电流实测值与计算值非常一致。而且，考虑到磁饱和及涡流效应对发电机常数进行适当修正后，也得到了非常一致的结果。

另外，阻尼条电流与短路时的转子位置无关。

尼绕组电流的测量。

（2）介绍了一种计算阻尼绕组电流分布的方法。这种方法将阻尼绕组分成n 个闭合回路，并且具有容易运用阻尼绕组常数的特点。

（3）阻尼绕组的电流分布实测与计算结果相比较，位于转子旋转方向与反方向侧的阻尼条中流过的电流最大，各阻尼条中的电流大小不同。另外，阻尼绕组极间连接片中的电流是其他阻尼条中电流的数倍。

董慧莹译自《电气学会论文誌》，V ol.94-B, No11, 关玉薇校

5 结语

本文介绍了同步发电机瞬态过程中阻尼绕组电流的实测与计算方法，所得到的结果如下：

（1）了解了阻尼绕组电流的测量原理，开发了基于FM 遥测仪的测量方法。这种方法被应用于真机阻

*************************************************************************************************

Synchronous Machines,” 4” Edition, 1988 （上接第25页）

[5] IEEE/ANSI (30.10, “Rotating Electrical Machinery

纳入修订的C50.13中。此修订的IEEE/ANSI C50.13

-Synchronous Machines,” 1990

标准的必须得到范围广泛的厂商、用户、咨询公司和[6] IEEE/ANSI C50.12, “Requirements for Salient-Pole 其他有兴趣的团体的共识。C50.1X 工作组的下一步工Synchronous Generators and Generator/Motors for

Hydraulic Turbine Applications,” 1989 作包括对提议的C50.13做最后的更改，并将该提议的

[7] IEEE/ANSI C50. 13, “Requirements for Cylindrical

C50.13的最终版本供IEEE 电机委员会投票，然后供

Rotor Synchronous Generators,” 1989

ANSI C50委员会投票。 [8] IEEE/ANSI C50.14, “Requirements for Combustion

[参考文献] Gas Turbine Driven Cylindrical Rotor Synchronous

[1] Gott, B. E. B. ,McCown, W. R. ,Montgomery, L. W., Gen- erators,’’ 1977

and Michalec, J. R., “Implications of Differences [9] IEEE/ANSI C50.15, “Hydrogen cooled, Combustion Between the ANSI C50 Series and the IEC 60034 Gas Turbine Driven Cylindrical Rotor Synchronous Series Standards for Large Cylindrical Rotor Generators -Requirements,” 1989 Synchronous Machines”, Panel Discussion, [10] IEC 85, “Thermal Evaluation and Classification of IEEE-PES Summer Meeting, Berlin, Germany, July, Electrical Insulation,” 2”dEdition, 1984 1997 [11] IEEE 100-1996, “Standard Dictionary of Electric [2] Gott, B. E. B., McCown, W. R., Montgomery, L. W., and Electronic Terms”

and Michalec, J. R., “Update of Revision of ANSI [12] IEEE 115, “Test Procedures for Synchronous C50 Series and the IEC 60034 Series Standards for Machines”, 1995 Large Cylindrical Rotor Synchronous Machines”,

郑东平译自《IEEE International Conference on Panel Discussion, IEEE-PES Winter Meeting, New

Y ork, New York, February, 1999

Electric Machines and Drives, 2001》, IEMDC 2001, 关

[3] IEC 60034-1, “Rotating Electrical Machines -Part 1:

Rating and Performance,” 10”Edition, 1996 玉薇校 [4] IEC 60034-3, “Rotating Electrical Machines -Part 3:

Specific Requirements for Turbine-Type

范文五：发电机励磁绕组阻尼环烧毁的原因分析

发电机励磁绕组阻尼环烧毁的原因分析

研究与交流

发电机励磁绕组阻尼环烧毁的原因分析

何新成张旭东2

l武汉钢铁集团股份公司(430083)

2武钢能源总厂热力厂(430083)

CausesAnalysisoftheBurningoutofGeneratorExcitationWindingsDampingRing

HeXinchengZhangXudong

WuhanIronandSteelCo.,Ltd

HeatingPlantofWuhanIronandSteelCompan

摘要:分析了因无刷励磁机转子旋转整流器中二

极管故障导致烧毁相关设备的现象和原因,提出了相应

的解决措施,完善了无刷励磁机系统的功能.使发电机

和与其相连的电力系统运行的稳定性和可靠性得到保

证.

关键词:发电机无刷励磁机阻尼环

中图分类号:TM307文献标识码:A

DOI编码:10.3969/j.issn.1006-2807.2011.01.011 Abstract:Thecauseofburning--outofdamping--ring ofbrushlessexciterresultedfromthebreaking-downofthe diodeintherotatingrectifieroftheexciterwasanalyzed whilerelativemeanswassuggested,implementingthe functionofthebrushlessexciter.Itmadethegeneratorand powersystemwiththebetterperformance,reliabilityand stability.

Keywords:GeneraterBrushlessexciterDamping ring

励磁系统是同步发电机和同步电动机系统的重要组成部分,它不仅仅是实现能量转换必不可少的环节,对同步电机的安全,高效率持续运行也尤为重要.同步发电机运行时的性能和相关的技术指标,如励磁与发电机端电压,励磁与发电机无功功率,励磁与发电机运行稳定性等,都与励磁有着必然联系.

1励磁系统的基本结构及原理

图1是25MW发电机两机自并励励磁系统基本结构及原理图.

图1两机自并励励磁系统基本结构及原理图这台同步发电机配套的励磁机为无刷结构. 调节及控制回路为标准的两机自并励静止励磁系统,它由一个双通道微机调节回路和相应的通讯接口,以及常规的保护控制功能组成.励磁系

调节既可以在控制柜上,也能在后台统的控制,

上,既可以手动,也可以自动操作.

发电机起动或并网后,励磁电流调节器接受发电机负载的变化参数,并根据变量的大小自动调节可控整流器的控制角,以便使交流励磁机的激磁绕组中直流电流随之变化,经旋转整流器输出来改变发电机转子励磁电流,以满足发电机在新的负载状态下的磁场需要.

2故障现象及分析

发现发电机起动或在运行中励磁系统电流《电机技术》2011年第1期?3I.

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