励磁培训书（第4版最终版） - 图文

同步发电机励磁系统培训教材 南京南瑞电气控制公司

目 录

第一章 发电机励磁系统的作用及分类 ................................. 1

§1-1 励磁系统作用 ............................................................................................... 1 §1-2 励磁系统分类 ............................................................................................... 6

第二章 发电机励磁系统的组成原理 ................................... 10

§2-1 励磁系统的配置 ......................................................................................... 10 §2-2 励磁调节器基本组成原理 ......................................................................... 12 §2-4 可控整流原理 ............................................................................................. 15 §2-5 灭磁及过压原理 ......................................................................................... 29 §2-6 PSS原理 ...................................................................................................... 44

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第一章 发电机励磁系统的作用及分类

§1-1 励磁系统作用

1.1.1、维持发电机或其他控制点(例如发电厂高压侧母线)的电压在给定水平

维持电压水平是励磁控制系统的最主要的任务，有以下3个主要原因:

第一，保证电力系统运行设备的安全。电力系统中的运行设备都有其额定运行电压和最高运行电压。保持发电机端电压在容许水平上，是保证发电机及电力系统设备安全运行的基本条件之一，这就要求发电机励磁系统不但能够在静态下，而且能在大扰动后的稳态下保证发电机电压在给定的容许水平上。发电机运行规程规定，大型同步发电机运行电压不得高于额定值的110％。

第二，保证发电机运行的经济性。发电机在额定值附近运行是最经济的。如果发电机电压下降,则输出相同的功率所需的定子电流将增加,从而使损耗增加。规程规定大型发电机运行电压不得低于额定值的90％；当发电机电压低于95％时，发电机应限负荷运行。其他电力设备也有此问题。

第三，提高维持发电机电压能力的要求和提高电力系统稳定的要求在许多方面是一致的。励磁控制系统对静态稳定、动态稳定和暂态稳定的改善，都有显著的作用，而且是最为简单、经济而有效的措施。

1.1.2、控制并联运行机组无功功率合理分配

并联运行机组无功功率合理分配与发电机端电压的调差率有关。发电机端电压的调差率有三种调差特性：无调差、负调差和正调差。

两台或多台有差调节的发电机并联运行时,按调差率大小分配无功功率。调差率小的分配的无功多,调差率大的分配到的无功少。

如果发电机变压器单元在高压侧并联,因为变压器有较大的电抗,如果采用无差特性,经变压器到高压侧后,该单元就成了有差调节了。若变压器电抗较大,为使高压母线电压稳定,就要使高压母线上的调差率不至太大,这时发电机可采用负调差特性,其作用是部分补偿无功电流在主变压器上形成的电压降落,这也称为负荷补偿。调差特性由自动电压调节器中附加的调差环节整定。与大系统联网的机组,调差率Ku在土(3%～10%)之间调整。

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1.1.3、提高电力系统的稳定性 1）励磁控制系统对静态稳定的影响

对于汽轮发电机,其功角特性为:

P?EqUsSin?Eq Xd?式中Eq一发电机内电势;

Us一受端电网电压;

XdΣ一发电机与电网间的总电抗。

当无励磁调节时, Eq=常数,相应功角特性如图1-1(a)所示。此曲线亦称内功率特性曲线。静态稳定功率极限等于PM=

EqUs0

。对应的功角为90。 Xd?

图1-1 发电机内、外功率特性曲线及端电压和内电势变化图

(a) Eq恒定, (b)当Eq恒定,Eq’及U的变化; (c) Eq’恒定, (d)当Eq’恒定,Eq及U的变化; (e) U恒定, (f)当U恒定,Eq及Eq’的变化

如果发电机在运行中可自动调节励磁,则此时Eq为变值,相应的传输功率可得到显著的

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提高。假定自动励磁调节是无惯性的,并假定在负载变化时可保持发电机的暂态电势 Eq'近似为常数,由于随负载变化时,内电势Eq亦随励磁调节而变化,此时的功率特性己不是一条正弦曲线,而是由一组Eq等于不同恒定值的正弦曲线族上相应工作点所组成, 如图1-1(c)中曲线所示。为区别Eq等于恒定值时的内功率特性曲线,当Eq随负载而变化的功率特性曲线称之为外功率特性曲线。另由图1-1(d)可看出,如维持Eq'近似不变,则随着负载增加,Eq是上升的。静态稳定功率极限理论值PM=

0

E'qUs，具体数值取决于微动态稳定的条件。对应X'd?的功角大于90。

如果励磁调节器具有更良好的性能和更高的电压放大倍数,在负载变化中可维持发电机的电压U为恒定值,此时的外功率特性曲线将具有更高的斜率,如图1-1(e)中所示的外功率特性曲线。静态稳定功率极限理论值PM=

0

UUs，具体数值也取决于微动态稳定的条件。对X?应的转子功角更大于90。

同步电机的静态稳定能力提高后，相应系统传输功率的能力也得到提高。

理论分析研究结果表明:励磁系统的电压放大倍数Kou与励磁系统的时间常数Te以及转子功角δ间具有图1-2所示的关系。由此图可看出:在同一转子功角条件下,随时间常数Te的增加,为保证发电机稳定运行所允许的电压放大系数是增加的;在同一时间常数Te条件下,随转子功角δ的增加所允许的电压放大系数是减少的。由此引起了如图1-1 (c)和图1-1(e)所示的功率振荡情况。

图1-2 极限放大倍数(阴影部分为稳定工作区)

2）励磁控制系统对暂态稳定的影响

现以图1-3(a)所示的线路为例,讨论在短路故障下功率特性的变化。

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在图1-3(b)中曲线1表示双回路供电时的功率特性曲线,其幅值等于:

Pm?EqUs X?其中XΣ=Xd+XT+Xe/2。

图1-3 在短路故障下,功率特性曲线的变化

(a)

曲线2表示切除短路故障线路后的功率特性曲线。由于线路阻抗由Xe/2增加到Xe,使功率特性曲线的幅值减小到

单机元限大母线系统; (b)短路故障下,功率特性曲线的变化

EqUs,其中X’Σ=Xd+XT+Xe。曲线3表示故障中的功率特性曲X'?线。

如果发电机初始工作点在功率特性曲线1的a点,短路后工作点将由功率特性曲线3所决定。在故障瞬间,由于惯性的影响,转速维持不变,功率角δ仍为δ0,工作点由a移至b。其后,因输出电磁功率减小,转子开始加速,功率角开始增加。当达到δ1时故障切除,功率特性为曲线2,工作点由c移到e点。由于惯性的影响,转子沿功率特性曲线2继续加速到f点,对应的转子功率角为 δ2。经过反复的振荡,最后稳定在工作点 g处。同前所述,暂态稳定性决定于加速面积abed是否小于或等于减速面积dfed。 显然,当故障切除较慢时, δ1将增大,加速面积abed 将增大。如果减速面积小于加速面积,将进一步加速,失去暂态稳定性。

提高暂态稳定性有两种方法,减小加速面积或增大减速面积。减小加速面积的有效措施之一是加快故障切除时间,而增加减速面积的有效措施是在提高励磁系统励磁电压响应比的同时,提高强行励磁电压倍数,使故障切除后的发电机内电势Eq迅速上升,增加功率输出,以达到增加减速面积的目的。相应变化如图1-4所示。

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pe'h'1ehf'f3cb2padgoδ1δ2δMδM’δ

图1-4 功率特性曲线

由图1-4可看出,正常时,发电机的工作点在功率特性曲线1的a处;当发生短路事故时,相应 功率特性曲线为曲线3。如在此时提供强行励磁以迅速提高发电机内电势Eq,使功率特性曲线由bc段增加到bc'段,由此在故障切除前减少了加速面积 (由abcd减少到abc’d)。在δ=δc时故障切除后亦能增加减速面积(由曲线2的dehg增加到de’h’g)。 如面积de'h’g等于面积def’f,则可使转子功角最大值由δm’降到δm,明显地提高了暂态稳定性。显然,励磁顶值电压越高,电压响应比越快,励磁调节对改善暂态稳定的效果越明显。但是,考虑到发电机绝缘的强度,强励顶值电压以(7~9)倍为宜,于此基值取为发电机空载励磁电压。

3）励磁控制系统对动态稳定的影响

电力系统的动态稳定性问题，可以理解为电力系统机电振荡的阻尼问题。励磁控制系统中的自动电压调节作用，是造成电力系统机电振荡阻尼变弱(甚至变负)的最重要的原因之一。在—定的运行方式及励磁系统参数下，电压调节作用在维持发电机电压恒定的同时，特产生负的阻尼作用。在正常实用的范围内，励磁电压调节器的负阻尼作用会随着开环增益的增大而加强。因此提高电压调节精度的要求和提高动态稳定性的要求是不相容的。

解决电压调节精度和动态稳定性之间矛盾的有效措施，是在励磁控制系统中增加其它控制信号。这种控制信号可以提供正的阻尼作用，使整个励磁控制系统提供的阻尼是正的，而使动态稳定极限的水平达到和超过静态稳定的水平。这种控制信号不影响电压调节通道的电

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压调节功能和维持发电机端电压水平的能力，不改变其主要控制的地位，因此，称为附加励磁控制。

§1-2 励磁系统分类

同步发电机的励磁系统种类很多，目前在电力系统中广泛使用的有以下几种类型。 1.2.1、它励交流励磁机系统（三机它励励磁系统） 它励交流励磁机系统原理如图1-5所示。 FLQACFLACLFCTPT自动恒压装置自动励磁调节器 图1-5 交流励磁机系统（三机它励） 交流主励磁机（ACL）和交流副励磁机（ACFL）都与发电机同轴。副励磁机是自励式的，其磁场绕组由副励磁机机端电压经整流后供电。也有用永磁发电机作副励磁机的，亦称三机它励励磁系统。

1.2.2、两机自励恒压励磁系统

交流主励磁机经过可控硅整流装置向发电机转子回路提供励磁电流；自动励磁调节器控制可控硅的触发角，调整其输出电流。其原理见图1-6。 FLQACLFCTPT自动恒压装置自动励磁 调节器 图1-6两机自励恒压励磁系统 - 6 -

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1.2.3、两机一变励磁系统 励磁系统没有副励磁机，交流励磁机的励磁电源由发电机出口电压经励磁变压器后获得，自动励磁调节器控制可控硅砖触发角，以调节交流励磁机励磁电流，交流励磁机输出电压经硅二极管整流后接至发电机转子，其原理图见图1-7。 FLQACLFZBCTPT自动励磁调节器 图1-7交流励磁机系统接线原理图（两机一变） 1.2.4、自并励励磁系统 这是自励系统中接线最简单的励磁方式。其典型原理图如图1-8所示。只用一台接在机端的励磁变压器ZB作为励磁电源，通过可控硅整流装置KZ直接控制发电机的励磁。这种励磁方式又称为简单自励系统，目前国内比较普遍地称为自并励（自并激）方式。 KZFLQFCTPTZB自动励磁 调节器 图1-8自并激励磁系统接线原理 自并激方式的优点是：设备和接线比较简单：由于无转动部分，具有较高的可靠性；造价低；励磁变压器放置自由，缩短了机组长度；励磁调节速度快。但对采用这种励磁方式，人们普遍有两点顾虑；第一，发电机近端短路时能否满足强励要求，机组是否失磁；第二，- 7 - 由于短路电流的迅速衰减，带时限的继电保护可能会拒绝动作。国内外的分析和试验表明，这些问题在技术上是可以解决的。自并励方式愈来愈普遍地得到采用。国外某些公司甚至把这种方式列为大型机组的定型励磁方式。我国近年来在大型发电机上广泛采用自并励方式。 1.2.5、无刷励磁系统

上述交流励磁机系统，励磁机的电枢与整流装置都是静止的。虽然由硅整流元件或可控硅代替了机械式换向器，但是静止的励磁系统需要通过滑环与发电机转子回路相连。滑环是一种转动的接触部件，仍然是励磁系统的薄弱环节。随着巨型发电机组的出现，转子电流大大增加，可能产生个别滑环过热和冒火的现象。为了解决大容量机组励磁系统中大电流滑环的制造和维护问题，提高励磁系统的可靠性，出现了一种无刷励磁方式。这种励磁方式整个系统没有任何转动接触元件。其原理图见图1-9。 FLQACLFCTPTPMGkz自动励磁 调节器 图1-9无刷励磁系统接线原理 无刷励磁系统中，主励磁机（ACL）电枢是旋转的，它发出的三相交流电经旋转的二极管整流桥整流后直接送发电机转子回路。由于主励磁机电枢及其硅整流器与主发电机转子都在同一根轴上旋转，所以它们之间不需要任何滑环及电刷等转动接触元件。无刷励磁系统中的副励磁机（PMG）是一个永磁式中频发电机，它与发电机同轴旋转。主励磁机的磁场绕组是静止的，即它是一个磁极静止、电枢旋转的交流发电机。

无刷励磁系统彻底革除了滑环、电刷等转动接触元件，提高了运行可靠性和减少了机组维护工作量。但旋转半导体无刷励磁方式对硅元件的可靠性要求高，不能采用传统的灭磁装置进行灭磁，转子电流、电压及温度不便直接测量等。这些都是需要研究解决的问题。 1.2.6、谐波励磁系统

除了上述几种励磁方式外，还有一种介于自励与它励二者之间的所谓谐波励磁系统。

在主发电机定子槽中嵌有单独的附加谐波绕组。利用发电机合成磁场中的谐波分量，通常是

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利用三次谐波分量，在附加绕组中感应出的谐波电势，作为励磁装置的电源，经半导体整流后供给发电机本身的励磁。谐波励磁方式有一个重要的有益的特性，即谐波绕组电势随发电机负载变动而改变。当发电机负载增加或功率因数降低时，谐波绕组电势随之增高；反之，当发电机负载减小或功率因数增高时，谐波绕组电势随之降低。因此，这种谐波励磁系统具有自调节特性，与发电机具有复励的作用相似。当电力系统中发生短路时，谐波绕组电势增大，对发电机进行强励。这种励磁方式的特点是，简单、可靠、快速。国内一些制造单位曾分别在2.5万KW及以下的小容量机组上进行研究试验。有些问题，例如不同的发电机三次谐波绕组及发电机参数应如何合理选择等，还待进一步研究。谐波励磁方式，在我国一些小容量发电机上已经采用。

另外，励磁系统方式还包括P棒励磁，直流励磁机励磁等其他方式。

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第二章 发电机励磁系统的组成原理 §2-1 励磁系统的配置 2.1.1、自并激励磁系统的基本配置 自并激静止励磁系统主要由励磁变压器、可控硅整流桥、自动励磁调节器及起励装置、转子过电压保护与灭磁装置等组成。图2-1为南瑞电气控制公司FWL/B型静止励磁系统的接线原理框图。 初励控制部分 AC380V励磁变压器机端电压机端电压仪用PT励磁PT定子CT定子电流湛江奥里油600MW汽轮发电机励磁系统图转子电流CT同步电压同步电压 图2-1FWL/B型静止励磁系统接线原理图 - 10 - 同步发电机励磁系统培训教材 南京南瑞电气控制公司

1) 励磁变压器

励磁变压器为励磁系统提供励磁能源。对于自并激励磁系统的励磁变压器，通常不设自动开关。高压侧可加装高压熔断器，也可不加。

励磁变压器可设置过电流保护、温度保护。容量较大的油浸励磁变压器还设置瓦斯保护。大多小容量励磁变压器一般自己不设保护。变压器高压侧接线必须包括在发电机的差动保护范围之内。

早期的励磁变压器一般都采用油浸式变压器。近年来，随着干式变压器制造技术的进步及考虑防火、维护等因素的影响，一般采用干式变压器。对于大容量的励磁变压器，往往采用三个单相干式变压器组合而成。励磁变压器的联接组别，通常采用Y/△组别，Y/Y—12组别通常不用。与普通配电变压器一样，励磁变压器的短路压降为4%～8%。 2) 可控硅整流桥

自并激励磁系统中的大功率整流装置均采用三相桥式接法。这种接法的优点是半导体

元件承受的电压低，励磁变压器的利用率高。三相桥式电路可采用半控或全控桥方式。这两者增强励磁的能力相同，但在减磁时，半控桥只能把励磁电压控制到零，而全控桥在逆变运行时可产生负的励磁电压，把励磁电流急速下降到零，把能量反馈到电网。在当今的自并激励磁系统中几乎全部采用全控桥。

可控硅整流桥采用相控方式。对三相全控桥，当负载为感性负载时，控制角在0～90

o

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o

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之间为整流状态（产生正向电压与正向电流）；控制角在90～150（理论上控制角可以达到180考虑到实际存在换流重叠角，以及触发脉冲有一定的宽度，所以一般最大控制角取150）之间为逆流状态（产生负向电压与正向电流）。因此当发电机负载发生变化时，通过改变可控硅的控制角来调整励磁电流的大小，以保证发电机的机端电压恒定。

对于大型励磁系统，为保证足够的励磁电流，多采用数个整流桥并联。整流桥并联支路数的选取原则为：（N+1）（也有采用N+2的，但考虑到现在可控硅以及可控硅整流桥制造技术的日益成熟，采用2桥冗余似乎已经没有必要）。N为保证发电机正常励磁的整流桥个数。即当一个整流桥因故障退出时，不影响励磁系统的正常励磁能力。 3) 励磁控制装置

励磁控制装置包括自动电压调节器和起励控制回路。对于大型机组的自并激励磁系统中的自动电压调节器，多采用基于微处理器的微机型数字电压调节器。励磁调节器测量发电机机端电压，并与给定值进行比较，当机端电压高于给定值时，增大可控硅的控制角，减小励磁电流，使发电机机端电压回到设定值。当机端电压低于给定值时，减小可控硅的控制角，增大励磁电流，维持发电机机端电压为设定值。

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o

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4) 灭磁及转子过电压保护

对于采用线性电阻或采用灭弧栅方式灭磁时，须设单独的转子过电压保护装置。而采用非线性电阻灭磁时，可以同时兼顾转子的过电压保护。因此，非线性电阻灭磁方式在大型发电机组，特别是水轮发电机组中得到了大量应用。国内使用较多的为高能氧化锌阀片；而国外使用较多的为碳化硅电阻。

§2-2 励磁调节器基本组成原理

2.2.1、 微机励磁调节器的基本工作原理

早期的励磁调节器无论是银针式、碳阻式还是磁盘式，都属于电磁反馈式的控制器，都是通过引入发电机机端电压和电流的方式实现电磁式反馈，从而改变发电机磁场回路电阻的大小，进而改变发电机的励磁电流，以保持发电机机端电压在设定值附近。

随着计算机的快速发展，发电机励磁调节器在不断发展和完善，当今的励磁调节器大多已经采用微机作为硬件的载体，它已经不再单纯地提供自动调节功能，在励磁调节器的内部同时提供了手动调节功能、开环控制功能或称纯手动功能。励磁调节器运行在自动方式和手动方式的基本工作原理相同，即通过比较测量反馈值与参考值（有别于设定值）的误差，计算出控制电压（自动方式下还经过一个欠励限制环节），再经过转子电压反馈产生可控硅的控制角，输出相对于同步电压理想自然换流点有一定相位滞后的触发脉冲。 2.2.2、微机励磁调节器的自动调节功能

励磁调节器自动方式的闭环控制对象为机端电压。当调节器运行在自动方式且没有发生欠励限制时，如果发电机的机端电压高于参考值，则调节器减小控制电压，进而增大可控硅的控制角，使得发电机转子电压下降，减小发电机励磁电流，使发电机机端电压回到参考值；如果发电机机端电压低于参考值时，调节器增大控制电压，进而减小可控硅的控制角，使得发电机转子电压上升，增大发电机励磁电流，维持发电机机端电压为参考值。其控制简图如图2-2所示。图中Ugset为发电机机端电压设定值，Ugact为发电机端电压实际值，Uk为控制电压，Vs为励磁电源电压，T c为发电机端电压采样时间常数，TF为发电机励磁电压反馈时间常数，PI为比例-积分控制，TSCR、Tg分别为可控硅整流桥等效时间常数和发电机等效时间常数。

Ugset定子电流限制器V/F限制器过励限制器11+T SF调差（无功电流补偿）-Uk欠励限制器-Ugact11+T SCVs电压控制器PIM11+T SSCR11+T SgUs

图2-2发电机励磁调节器自动控制原理简图

2.2.3、微机励磁调节器的手动调节功能

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励磁调节器手动调节的闭环控制对象为励磁电流。当调节器运行在手动方式时，如果发电机的励磁电流高于设定值，则调节器减小控制电压，既增大可控硅的控制角，进而减小发电机励磁电流，使发电机励磁电流回到设定值；如果发电机励磁电流低于设定值时，调节器增大控制电压，既减小可控硅的控制角，增大发电机励磁电流，维持发电机励磁电流为设定值。其控制简图如图2-3所示。图中Ifset和Ifact分别表示发电机转子电流的设定值和实际值。

11+T SF-IFsetUk励磁电流限制器-IFset11+T SC'Vs电流控制器PIM11+T SSCRUFD11+T SgUg

图2-3发电机励磁调节器手自动控制原理简图

当励磁调节器工作在自动方式时，还有许多辅助限制保护功能（如图2-2所示）。励磁控制的参考值已不再仅仅是励磁控制的设定值，而是综合考虑了发电机定子电流限制、V/F限制以及调差（无功电流补偿）等作用后的参考值。这一参考值与发电机端电压的误差再与发电机的欠励限制值做比较取其中的较大者（模型中的高值门）作为电压控制器的输入。

由于采用了微机作为励磁控制器的载体，早期的那些通过硬件才能够实现的比较、限制、保护等功能已经不再需要专门的硬件，都可以通过软件来方便灵活地实现，因此使得励磁控制器的硬件大为简化，可靠性得到大幅度提高。同时，由于采用软件代替硬件使原先半导体器件存在的零漂、电位器的不准确性、电容参数的变化等等问题不复存在，也使得励磁控制的调试维护工作变得方便、容易。 2.2.4、微机调节器的主要组成部分

随着微机技术的发展，除去因为接口等方面增加带来硬件复杂程度上升外，励磁调节器的硬件逐渐被简化，这主要因为，原先需要通过硬件来实现的许多功能已经完全可以由软件来实现，而只需要提供足够充分的模拟量信息接口，并把这些信息转换成计算机可以接受的模拟量信号并进行采样，然后把采样的信息存放在一些变量中，供计算机使用即可。

可见，当今的励磁调节器，除了电源模块、CPU模块、模拟量和开关量接口模块以及励磁调节器必要的脉冲放大电路几乎已不再需要特殊的外围电路。

调节器的核心硬件包括：模拟信号的数字化采样回路、CPU的控制运算和逻

辑判断回路以及数字式的移相触发回路。还有一些辅助的电源回路等，具体简介如下：

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为了实现对发电机励磁的调节、控制与限制功能，在励磁调节器中须取得与机组状态变量有关的运行参数作为反馈量，并依此进行运算。对这些反馈量的处理有两种方式，即模拟量采样和交流采样。

对于模拟量采样，一般采用模拟量变送器作为测量元件，模拟量变送器的输出量为与输入量成比例的直流电压，经A/D转换接口电路，供计算机采样。由于这种方法容易实现，测量精度也可保证，因而早期的微机励磁多采用这种方式。

变送器把交流量转换成直流量时，为了保证足够的精度，一般需要滤波电路；从提高励磁调节器的响应速度方面考虑，应尽量减少变送器的滤波时间常数。有关标准规定此时间常数不得大于50ms。采用高频有源滤波器可以方便地实现这一要求，时间常数仅为7～10ms。模拟量变送器的不足之处在于电路硬件复杂，调整和维护量较多。

与模拟量采样对应的是交流采样，通过交流接口将发电机电压、电流互感器的二次电压和电流信号转换成与原信号在数量上成正比，但幅值较低的交流电压，供计算机进行采样处理，并经运算求出相关的发电机电压、电流以及有功和无功功率。交流采样技术是微机励磁的关键技术和励磁装置数字化深度的标志之一。

交流接口分别为电压接口和电流接口两种，两者均为前置模拟通道，由信号幅度变换装置、隔离屏蔽、模拟式低通滤波等部分组成。

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§2-4 可控整流原理

利用电力半导体器件可以进行电能的变换，其中整流电路可将交流电转变成直流电供给直流负载，逆变电路又可将直流电转换成交流电供给交流负载。某些可控硅装置即可工作于整流状态，也可工作于逆变状态，可称作变流或换流装置。同步发电机的半导体励磁是半导体变流技术在电力工业方面的一项重要应用。

将从发电机端或交流励磁机端获得的交流电压变换为直流电压，供给发电机转子励磁绕组或励磁机磁场绕组的励磁需要，这是同步发电机半导体励磁系统中整流电路的主要任务。对于接在发电机转子励磁回路中的三相全控桥式整流电路，除了将交流变换成直流的正常任务之外，在需要迅速减磁时还可以将储存在转子磁场中的能量，经全控桥迅速反馈给交流电源，进行逆变灭磁。此外，在励磁调节器的测量单元中使用的多相（三相、六相或十二相）整流电路，则主要是将测量到的交流信号转换为直流信号。

由于三相整流电路同步发电机半导体励磁中应用得最普遍，故本节主要介绍三相半波全控和三相全波全控及三相全波半控的整流电路。

2.4.1、带电阻负载的三相半波全控整流电路

三相半波全控整流电路，如图2-17（a）所示。它换流不一定在自然换流点（d、e、f、g等处），而要决定于控制脉冲的相位。因为可控硅管在承受正向电压的同时还须在触发脉冲ug的触发下才能导通。

如图2-17（b）在自然换流点d后延迟α角的ωt1时刻，a相的可控硅管SCR1,因控制极受到脉冲ug1的触发而导通，这时a点电位最高，SCR1导通后K点电位则与a点接近，高于b、c点的电位，SCR2与SCR3因承受反向电压而关断。过e点后，b点电位高于a点，SCR2开始承受正向电压，但尚未加触发脉冲，故SCR2暂不导通，而SCR1在正向电压（u2α＞0）作用下继续导通。直到e点之后延迟α角的ωt2时刻，b相的SCR2被加上触发脉冲ug2后才导通。这时K点电位接近b点，b点电位又比a点、c点都高，故SCR1在反向电压作用下被迫关断。流过负载的电流才从SCR1换流到SCR2。同理，在wt3时刻，给c相的SCR3触发脉冲后，SCR3导通，SCR2关断。下一周期只要依次对应地加上触发脉冲，则三相的可控硅管将轮流导电。这样在负载上得到的直流输出电压ud的波形如图2-17（d）所示。

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图2-17 三相半波全控整流 图2-18计算Ud值的图形

(a)电路图；(b)交流侧电压波形；(c)触发脉冲； (a)0≤α≤π/6(b)π/6≤α≤5π/6 (d)直流侧电压波形

对于三相半波全控整流，只要改变控制角α的大小（即改变触发脉冲出现的时刻），在负载上便可得到不同的输出波形，因而得到大小不同的平均直流输出电压，达到可控整流的目的。

三相半波全控整流电路输出电压ud的波形，当α＜30时是连续的，α＞30时是断续的。故计算输出电压平均值时，须分别用不同的函数表达式。参看图2-18的波形，当0≤α≤30时，表达式为

°

°

°

°

Ud?1?2?　35?　??6??62U2sin?td?t?1.17U2cos?

??当30°≤α≤150°时，表达式为：

????1?? Ud?2???2U2sin?td?t?0.675U2?1?cos??6????

???????6　3即

UUd21.17cos??0????30????????? (2-4) ????0.675?1?cos??????30????150??????6?????可控硅元件承受的最大正向电压为相电压幅值2U2，承受的最大反向电压为线电压的幅值3?2U2?2.45U2。

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2.4.2、带电感性负载的三相半波可控整流电路

图2-19带电感负载的三相半波可控硅整流电路 (a)原理图 (b)相电压波形 (c)触发脉冲 (d)Ud波形

带电感性负载的三相半波可控整流电路如图2-19（a）所示。当α≤30时，输出电压ud的波形与纯电阻性负载一样。但当α＞30以后，例如ωt2以后a相的电压u2α过零变负，已经导通的SCR1由于电感L的反电压作用处于正向偏置，继续导通。直到ωt3时刻，b相的SCR2接受触发脉冲而导通，SCR1才被迫关断。这样一来，输出电压ud就呈现出负的部分，如图2-19（d）。因此，α＞30以后，带大电感负载的输出电压的平均值就比带纯电阻负载时小。为了避免α＞30后电感负载上的电压ud出现负的部分（即希望相电势过零之后，相应的可控硅自行关断），可以在负载两端并接续流二极管DXl O这样在α＞30、电源电压过零时，相应导通着的可控硅管关断，由大电感反电势产生的电流通过续流管DXl继续流通。在控制角α＞30后每相可控硅元件每周导通的角度是150-α，续流管DXl则每周导通三次，每次宽度为α-30。

由于三相半波整流电路还存在一些不足，诸如输出的脉动还嫌大，变压器副方绕组利用率较低，整流元件承受的反向电压较高等，所以在大功率整流中多采用下面将介绍的三相全波全控整流电路。

OO

O

O

°

°

°

°

2.4.3、三相全波半控整流电路

三相全波半控整流电路如图2-20（a）所示。

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共阳极组的硅整流二极管在任何瞬间都是阴极电位最低者导通，仍然在自然换流点（如e、g、i处）依次换流；共阴极组的可控硅管则是阳极电位为正而又接受触发信号的可控硅管导通，因而不是在d、f、h等点自然换流，而是在触发脉冲送出的时刻触发换流。即每周期内的六次换流中，只有三次自然换流，另有三次触发换流。这是三相全波半控整流与不可控整流的区别。

错误!

图2-20三相全波半控整流

（a）电路图；（b）相电压波形；(c)触发脉冲；(d)直流电压波形

现以α=30的图2-20所示的波形为例，说明三相全波半控整流电路的工作过程。设在控制角α=30的Βωt1时刻触发SCR1，SCR1因受正向阳极电压而触发导通。此时a相电位最高，b相电位最低，线电压uab最大，电流从SCR1流出，经负载电阻R，由D6流回电源。导

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O

O

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通元件为SCR1和D6，输出电压ud 为线电压uab。到ωt2时刻的e点，c相电位开始低于b相电位，共阳极组元件间发生自然换流，电流从b相的D6转移到c相的D2，导通元件为SCR1和D2，输出电压ud为线电压uac。

同理，在ωt3时刻触发SCR3，此时b相电位最高，SCR3承受正向阳极电压而触发导通。在SCR3导通的同时，将反向电压加到SCR1迫使它关断，电流从SCR1转移到SCR3，发生触发换流。导通元件变为SCR3和D2，输出电压为线电压ubc。在ωt4的ɡ点，a相电位又开始低于c相电位，又发生自然换流，电流从D2换至D4，导通元件为SCR3和D4，输出电压为uba.这样依次在α=30的时刻，给阳极电压最高一相的可控硅管引入触发脉冲，使可控硅元件触发换流，共阳极组的二极管仍自然换流。在负载电阻上便得到α=30时，如图2-20（b）中画有阴影线的相电压导通部分，把它的下包络线拉平，就得到2-20（d）所示的输出电压ud波形。

图2-21是α=60时的波形。在控制角α=60的ωt1瞬间，a相的SCR1和受触发而导通。在ωt1-ωt3期间，a相电位高，b 相的SCR3未加触发，c相电位最低，输出电压ud的波形就是uac。同理，在ωt3时b相的SCR3触发换流，a相的D4自然换流，在ωt3-ωt5期间，ud的波形就是uba。依此类推，输出电压ud的波形处于连续的临界情况，每周内有三个波头。平均电压Ud则比α=30时降低了。

图2-22是α=120时的波形。在α=120的ωt2时刻，a相的SCR1接受触发信号而导通，这以后b相的电位虽高于a相，但b相的可控硅管SCR3尚未被触发，仍是截止的。ωt2-ωt3期间c相电位最低。但在ωt3的ɡ点之后，c相电位高于a相，故导通的SCR1受反向电压而截止，输出电压ud=0。一直持续到ωt4时刻，b相才触发导通。以下类似上述情况。输出电压如图2-22（c）所示那样是不连续的，每个可控硅元件每周期的导通角是60。这时输出电压的平均值ud大幅度下降。 错误!

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图2-21 α=60°时三相半控桥的波形图 图2-22 α=120°时三相半控桥的波形

(a)相电压波形(b)触发脉冲(c)直流电压波形 (a)相电压波形(b)触发脉冲(c)直流侧电压波形

图2-22是α=120时的波形。在α=120的ωt2时刻，α相的SCR1接受触发信号而导通，这以后b相的电位虽高于a相，但b相的可控硅管SCR3尚未被触发，仍是截止的。ωt2-ωt3期间c相电位最低。但在ωt3的ɡ点之后，c相电位高于a相，故导通的SCR1受反向电压而截止，输出电压ud=0。一直持续到ωt4时刻，b相才触发导通。以下类似上述情况。输出电压如图2-22（c）所示那样是不连续的，每个可控硅元件每周期的导通角是60。这时输出电压的平均值ud大幅度下降。

控制角α增大到180，则输出电压平均值ud=0。当α由180逐渐减小到0时，输出电压的波形将三相对称地沿图2-23中的箭头方向变化，由零逐渐增加到每周三个波头，而后每周六个波头。当α＞60时，波形是不连续的，每周期内有三个波头，每个整流元件的导通角＜120。当α＜60后，则输出电压Ud的波形是连续的，每周期内有六个波头，每个整流元件的导通角是120。

现在计算控制角α变化时，三相半控整流桥输出电压的平均值Ud。由于输出直流电压波形在每周期内重复出现三次，故只须计算1/3周期内的平均值即可。

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图2-23控制角α改变时输出电压波形的变化图 图2-24计算Ud的积分面积 (a)α＜60°；(b)α＞60° 当0≤α≤60时，由图2-24（a）可见，整流电压的面积由两部分组成：一部分是ABCD，另一部分是DCEF，将这两块面积相加再平均，得：

??23????1??? Ud?2Usin?td?t?2Usin(?t?)d?t11??2????32?????33??30

0

?32?U11?cos?1?cos??1.35U1 22?Ud0其中Udo?1?cos? (2-5) 232?U1?1.35U1，为α=00时输出直流电压的平均值，这时其值最大，等

于三相全波不可控整流电路的输出电压。

当60≤α≤180时，由图2-24（b）可见，每块导通面积的宽度将小于120，电压将出现不连续的情况，而ud电压的平均值为

0

0

0

Ud?12?34?3?3???2U1sin(?t?)d?t

3?- 21 -

?32?U11?cos?1?cos? (2-6) ?Ud0220

0

比较式（2-5）与式（2-6）可见，控制角α小于60与大于60的两种情况，计算平均电压的公式是相同的。

比值Ud/U2随α变化的关系曲线，如图2-25所示。

流过整流变压器副方、可控硅整流元件及硅整流二极管的电流有效值I2、ISCR、ID与输出电流平均值Id之比，随α变化的关系曲线也如图2-25所示。

上述波形分析及计算，对于带续流二极管的电感性负载电路同样适用。

2.52.342.0Ud/U21.51.00.8170.5780.5I2/IdID/IdISCR/Id3060900120150180α(°)

图2-25 三相半控桥有关电量与α的关系

2.4.4、三相全波全控整流电路

在三相全波整流接线中，六个桥臂元件全都采用可控硅管，就成为图2-26（a）所示的三相全波全控整流电路。它不同于三相全波半控整流电路，可控硅元件都要靠触发换流，并且一般要求触发脉冲的宽度应大于60，但小于120，一般取80-100，即所谓“宽脉冲触发”。这样才能保证整流电路刚投入之际，例如共阴极组的某一元件被触发时，共阳极组的前一元件的触发信号依然存在，共阴极组与共阳极组各有一元件同时处在被触发状态，才能构成电流的通路。投入时一经触发通流，以后各元件则可依次触发换流。另外也可以采用“双脉冲触发”的方式，即本元件被触发的同时，还送一触发脉冲给前一元件，以便整流桥刚投入时构成电流的最初的通路，其后整流电路便进入正常工作状态。

双脉冲触发电路较复杂些，但它可以减小触发装置的输出功率，减小脉冲变压器的铁芯体积。

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UaUbUc0ωt1ωt3ωt5ωt0ωt2ωt4ωt6(b)ωtugBSCR1abcSCR435idug0ug1ug3ug5ug1ωt(c)ug2Ud62R0ug6ug2ug4ug6ωt1612323454561SCR6触发换流Ud(a)(d)0Udωt 图2-26 三相全波全控整流（α=0°时）

(a)电路图；(b)相电压波形；(c)触发脉冲；(d)直流侧电压波形

图2-26（c）是表示宽脉冲触发方式的各臂触发脉冲。由于工作于整流状态时通常共阴极组是在相电压的正半周时触发，共阳极组是在负半周时触发，故接在同一相上的两可控硅的触发脉冲，例如a相的ug1与ug4,b相的ug3与ug6，c相的ug5与ug2，相位应该差180。

全控整流电路的工作特点是既可工作于整流状态，将交流转变成直流；也可工作于逆变状态，将直流转变成交流。下面说明这两种工作状态。 1) 整流工作状态

先讨论控制角α=0的情况。参看图2-26，在ωt0-ωt1期间，a相的电位最高，b相的电位最低，有可能构成通路。若在ωt0以前共阳极组的SCR6的触发脉冲Ug6 还存在，在ωt0（α=0）时给共阴极的SCR1以触发脉冲ug1，则可由SCR1与 SCR6构成通路：交流电源的a相→SCR1→R→SCR6→回到电源b相。在负载电阻R上得到线电压uab.此后只要按顺序给各桥臂元件以触发脉冲，就可依次换流。例如在ωt1-ωt2期间，c相电位最低，在ωt1时间向SCR2输入触发脉冲ug2,共阳极组的SCR2即导通，同组的SCR6因承受反向电压而截止。电流的通路换成：a→SCR1→R→SCR2→c。负载电阻R上得到线电压uac. 余类推，每隔60依次向共阴极组或共阳极组的可控硅元件以触发脉冲，则每隔60有一个臂的元件触发换流，每周期内每臂元件导电120。

控制角α=0时负载电阻R上得到的电压波形ud 如图2-26（d)所示，它与三相桥式不可

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控整流电路的输出波形相同。这时三相桥式全控整流电路输出电压的平均值最大，为Udo 。

图2-27是α=30时三相全控桥的电压波形。图2-28是α=60时的电压波形。两图的图（a）交流相电势画阴影线的部分表示导通面积，如把底线拉平，就成为图（b）所示的输出电压ud的波形，它是由线电压波形的相应各部分组成的。

在控制角α＜60的情况下，共阴极组输出的阴极电位在每一瞬间都高于共阳极组的阳极电位，故输出电压ud的瞬时值都大于零，波形是连续的。

然而当α＞60后，输出电压ud的瞬时值将出现负的部分，如图2-29中的（c）和（d）。这主要是由于电感性负载产生的反电势，维持负载电流连续流通而产生的。设在60＜α＜90的ωt1时刻，给a相的SCR1以触发电压。参看图2-29（b），这时a相电位最高，SCR1导通；c相电位虽然最低，但SCR2尚未被触发而不会导通，由b相的SCR6继续保持导通状态。即由SCR1与SCR6构成通路，输出电压为uab.到ωt2时刻uab=0，输出负载电流id有减小的趋势。负载电感L中便产生感应电势??L企图阻止id的减小，其方向与id的流向一致，即整流桥输出的下端n点为正，上端m点为负，维持id的继续流通。在ωt2以后，虽然b相电位高于a相电位，即цab＜0，但电感L上的感应电势??L的绝对值高于Uab的绝对值，实际加在SCR1与SCR6元件上的阳极电压仍然为正，维持原来电流Jd的通路。故在ωt2～ωt’2这段时间内，输出电压Ud呈现负值。到ωt’2时刻，SCR2接受触发脉冲，此时c相电位最低，故SCR2导通并将SCR6关断，电流从SCR6换流到SCR2。SCR1此时仍继续导通，b相电位此时虽高于a,但因b相的SCR3尚未加触发脉冲而不会导通。电流在SCR1与SCR2构成的回路中流通，使输出电压Ud=Uac＞0。到ωt3以后，Uac＜0，又由电感电势维持电流id，使输出电压Ud又呈现负的部分，直到触发换流后，Ud才又为正。

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图2-27 α=30时的电压波形

(a) 相电压波形；(b) 直流侧电压波

0

图2-28 α=60时的电压波形

(a) 相电压波形；(b) 直流侧电压波

0

图2-29 60＜α≤90时的电压波形

(a)电路图；(b) 相电压波形；(c)当60＜α＜90时的电压波形；(d)当α＝90时的输出电压波形

0

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0

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这样，输出电压Ud将按图2-29（C）中线电压的波形（画有阴影线的部分）交替出现正负部分。正的部分表示交流线电压产生负载电流id，交流电源向负载供电；负的部分表示电感性负载中的感应电势??L维持负载电流id的流通，将原电感中贮存的能量释放一部分。

输出电压Ud在一周内出现正负波形，其平均值Ud将减小。随着控制ɑ的增大，正值部分

的面积渐减，负值部分的面积渐增，Ud平均值愈来愈小。ɑ=90°时，如图2-29（d），Ud波形正负两部分面积相等，输出平均电压Ud=0。

三相全控桥式整流电路输出电压Ud的波形在一个周期内为匀称的六段，即输出电压Ud

的周期是阳极电压周期的六分之一，故计算其平均电压Ud，只须求交电流电压2U1cosωt

在（-

?6??）至（

?6??）的平均值即可：

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? Ud? =

12?636?????6??2U1cos?td?t

?2U1?2sin?6cos?

?1.35U1cos? (2-7)

在ɑ＜90°时，输出平均电压Ud为正值，三相全控桥工作在整流状态，将交流转变为直流。

2) 逆变工作状态

在ɑ＞90°时，输出平均电压Ud则为负值，三相全控桥工作在逆变状态，将直流转变为交流。在半导体励磁装置中，如采用三相全波全控整流电路，当发电机内部发生故障时能进行逆变灭磁，将发电机转子磁场原来储存的能量迅速反馈给交流电源去，以减轻发电机损坏的程度。此外，在调节励磁过程中，如使ɑ＞90°，则加到发电机转子的励磁电压变负，能讯速进行减磁。

图2-30与图2-31分别代表ɑ=120°与ɑ=150°、ɑ=180°时逆变输出电压的波形。现说明它们的工作情况。

设原来三相桥工作在整流状态，负载电流id流经励磁绕组而储存有一定的磁场能量。参看图2-30，在ωt2时刻控制角ɑ突然后退到120°时，SCR1接受触发脉冲而导通，这时Uab虽然过零开始变负，但电感L上阻止电流id减小的感应电势е较大，使eL-Uab仍为正，故SCR1与SCR6仍在正向阳极电压下工作。这时电感线圈上的自感线圈上的自感电势еL与电流id的方向一致，直流侧电压的瞬时值Uab与电流jd的方向相反，交流侧吸收功率，将能量送回送流电网[参看图2-30（ɑ）或图2-32（ɑ）的回路。]

到ωt3时刻，对C相的SCR2输入触发脉冲，这时Uab虽然进入负半调，但电感电势е

L

仍足够大，可以维持SCR1与SCR2的导通，继续向交流侧反馈能量。这样一直进行到电感线圈原储存的能量释放完毕，逆变过程才结束。

图2-31（ɑ）和（b）分别为ɑ=150°和ɑ=180°时输出电压的波形。这时逆变电压Ud的平均值Ud负得更多。从这些波形可以看到，六个桥臂上的可控硅元件，每个元件都是连续导电120°，每隔60°有一个可控硅元件换流。每个元件在一周期内导电的角度固定的，与ɑ角的大小无关。

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图2-30 逆变工作状态（α=120°） 图2-31α=150°及α=180°时的逆变波形

(a)电路图; (b)相电压波形; (a) α=150°(β=30°); (b) α=150° (c)逆变电压波形 (β=0°,假想情况);

在全控桥中常将β=180°-ɑ叫作逆变角。由于ɑ＞90°才进入逆变状态，故逆变角β总是小于90°的。可用下式表示三相全控桥在逆变工作状态时的反向直流平均电压，即

Uβ=-1.35U1COS(180°-β)=1.35U1COSβ

在非全控桥中有时用θ或β代表可控硅元件的导通角，它随控制角ɑ的变化而在广泛的范围内变化。对于三相全控桥整流电路，可控硅元件的导通角是固定不变的。通常用β代表逆变角。随着控制角ɑ的变化，逆变角β在0°到90°之间变化。

图2-31（b）和ɑ=180°和(β=0°)的逆变波形是一种假想的工作情况，实际上不能工作在β=0的假想点。逆变角必须大于某一最小逆变β最小逆变角可由下式决定：

0

min

，即控制角ɑ不能大于（180°-β

min

）。

β

min

＞γ+δ （2-8）

其中δ代表可控硅关断时间t0ff相应的电角度。如果导通中的可控硅元件加上反向电压的时间小于δ角对应的时间，则可控硅管的正向阻断能力不能完全恢复，如再如上正向电压，即使在没有触发的情况下也会重新导通，失去正向阻断能力。δ称为关断越前角或关断角。γ代表换流时的换流角，或称换相重迭角。

如果逆变角小于上述二角之和（δ+γ），则可能造成逆变换流失败，前一应关断的元

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件关断不了，后一应开通的元件不能开通，还有可能使某一回路的可控硅元件连续通流而过热。

现以图2-31（b）β=0°的假想情况来说明这个问题。例如在ωt1时刻a相的SCR1与b相SCR6。加有触发脉冲，由SCR1与SCR6构成逆变的通路。到ωt2时刻（控制角ɑ=180°，逆变角β=0°）给c相的SCR2以触发脉冲，应该将电流通路从SCR6换至SCR2。但是在ωt2时刻虽然Ubc=0，但SCR6需要一个换流时间与关断时间，不可能在ωt2瞬刻关断，而要迟延一个时间。可是在ωt2以后Ubc为负，即c相电位高，b相电位低，SCR6在阳极正向电压的作用下继续导通，而SCR2在反向电压作用下开通不了，SCR2向SCR6倒换相。即后一应开通的元件（SCR2）不能导通，前一应关断的元件（SCR6）反而继续导通，一直由感应电势е→SCR1 →е

L+

L+

→ SCR6

继续构成通路。这种现象就是所谓逆变失败（或称逆变颠复）。

min

如果不是在ωt2时刻，而是提前一段时间，即相应提前β角（约取30°左右）去触

发c相的SCR2，在这段时间内Ubc＞0,即b相电位高,c相电位低,SCR6承受反向电压的作用易于关断,SCR2在正向电压作用下易于开通,使逆变电流的通路顺利地从SCR6换流到SCR2,实现逆变工作状态。

利用三相全控整流桥可以兼作同步发电机的自动灭磁装置。当发电机发生内部故障时，继电保护装置给一控制信号至励磁调节器，使控制角ɑ由小于90°的整流运行状态，突然后退到ɑ大于90°的某一个适当的角度，进入逆变运行状态，将发电机转子励磁绕组贮存的磁场能量迅速反馈到交流侧去，使发电机的定子电势讯速下降，这就是所谓逆变灭磁方式。至于逆变性能的好坏还与主回路的接线方式有关，例如对于他励接线，逆变能讯速完成。性能较好；对于自并励接线，则逆变性能较差。

SCR1?idSCR1-eLida-?a+LR?+eLLR+?-b-b+SCR6 ( a )SCR6( b )

图2-32逆变换流失败后电感放电与激磁的交替过程

(a)放电； (b)激磁

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在逆变时若交流电源的电压消失，则转子励磁绕组能量不能反馈到交流电网去，可控硅元件之间无交流电压的作用而不能实现换流，最后已导通的一组可控硅元件在励磁绕组感应电势eL的作用下持续导通，处于续流状态，直到电感中能量放完。如果所选元件不能承受这种工作状态下的电流容量，则可能损坏可控硅元件或烧断快熔断器。

如果逆变角β过小，或者逆变过程中三相全控桥的触发脉冲因故突然消失，则最后导通的一组可控硅元件，将工作在励磁绕组电感“放电——激磁——放电”的交替过程中。例如最后导通的元件是a相的SCR1与b相的SCR6，如图2-32。当b相电位高，a相电位低时，在电感电势eL的作用下电感L向交流侧放电；而当a相电位高，b相电位低时，交流电源又向电感L充电。这种“一放一充”的过程也是所谓逆变颠复，直到电流衰减到元件的维持电流以下，可控硅才能关断，结束这种异常的运行状态。

在设计和调试三相全控桥时，应考虑到上述这些问题。

§2-5 灭磁及过压原理

2.5.1、灭磁

灭磁系统的任务是以尽快的速度消灭磁场能量，使得发电机电压消失，使得事故降低到最小。灭磁用电阻可以是线性电阻，可以是非线性氧化锌灭磁电阻，也可以是非线性碳化硅电阻。在汽轮发电机的灭磁中由于发电机转子为实心转子具有较强的阻尼作用，即使发电机励磁绕组中的电流迅速衰减到零，但由于阻尼绕组中的电流不能迅速衰减，发电机的机端电压并不能达到迅速衰减的目的，而且阻尼绕组中的电流是不可控的，所以在具有较强阻尼作用的发电机机组中多采用线性电阻灭磁。而对于阻尼作用较弱的发电机机组则多采用非线性电阻灭磁。

灭磁系统的一般要求：

（1）在发电机内部发生短路时，灭磁时间应尽可能短；

（2）在灭磁过程中，转子绕组两端产生的过电压应在绕组绝缘允许的范围内，即滑环间容许的过电压值。

灭磁方式主要分为以下几种： 1）串联耗能灭磁

灭磁最初就是直接利用耗能开关吸收发电机转子的能量。比如利用弧间隔燃烧来耗能，

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比如俄罗斯的耗能开关。但是这中方式因为存在如下缺点： （1）体积大 （2）不易维护

（3）灭磁成功与否取决弧的形成 （4）容易引起事故

（5）产品随发电机机组容量需要特殊的订制，不易产品规模化，系列化 所以逐渐被并联移能方式的灭磁代替了。 2）机械开关并联移能灭磁

机械开关串联于励磁主回路，灭磁耗能电阻并联与转子两端，这是这类灭磁方式的接线方式。如图：

图2-33机械开关并联灭磁

根据ANSI/IEEEC37.18-1979标准规定，一般机械开关需要有至少一对主触头（MK1）、一对灭磁常闭触头（MK2）。随着国内20年来采用ZNO电阻耗能在灭磁系统中的应用，灭磁触头也不一定必要了。但是值得注意的是，在不采用灭磁触头的灭磁系统里，需要认真核算ZNO的灭磁残压与ZNO的荷电率。

这类灭磁方式在国内是主要的灭磁方式。主回路有明显的开断触头，在励磁系统内部故障的时候，可以开断励磁主回路，切断故障源，快速的消灭发电机主磁场，将发电机保护在最小事故内。目前使用的机械开关主要有DM2、DM4、DMX、E3H、E4H、UR、PHB、MM74、CEX等。

这类灭磁方式的主要问题是灭磁开关选择比较困难，小机组选大的开关，成本比较高；选小开关满足不了工矿要求；大机组（尤其是超大机组）水电选开关就非常困难。 3）电子开关并联移能灭磁

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在前些年，国内一些厂家将灭磁开关建压任务，转移到了电力电子器件上来。主要是利用电容的放电过程，使可控硅的电流到零，并形成反压使之关断。具体回路如下：

电力电子器件组件控制回路换流回路 图2-34电子开关并联灭磁

这类方式开关动作时间快，因此开关在关断过程中所需要的遮断能容就小。并且电压的建立速度快，利于快速灭磁；但是开关动作的可靠性取决于电子回路工作的可靠性。

与机械开关比较它没有触头磨损，易于维护，成本也低。但目前在大电流系统中不宜采用。它存在两个问题：发热问题及器件选型问题。然而值得注意的是，随着电力电子器件的快速发展，高电压大电流的全控器件也会在不久投入商业运行。电力电子器件将在灭磁中发挥更大的作用。但是长期通流带来的发热仍是采用这种方法需解决的首要问题。

为克服上述两种灭磁方式的缺点，人们开始在材料科学领域探索，寻找一种既不发热，又可以建压的材料。将PTC电阻或钼棒与开关并联，利用材料在温度升高时电阻急剧增加的特点，建立比较高的电压，打通灭磁电阻回路，实现灭磁。也可以采用超导材料串入回路，在需要灭磁时使超导材料失超。但是若要建立比较高的电压，超导体的长度相应比较长，体积比较大。

由于以上灭磁方式的缺陷，业内人士希望能够将可控硅整流桥直接关断，将机械开关移至励磁变低压侧。这样解决了励磁系统具有明显开路点的问题、又解决了机械并联灭磁方式开关难选择的问题。 4)交流灭磁

灭磁对于汽轮发电机来讲，要相对容易一些。主要是因为转子的电感的值比较小，阻尼绕组作用比较明显。因此，交流灭磁在汽轮发电机励磁系统应用比较多。交流灭磁是将直流开关难开断、难建压的问题，转移到励磁源的交流侧。如下图：

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图2-35 交流灭磁接线图

图2-36 交流灭磁时，励磁电压录波图

交流灭磁是利用可控硅阳极电源负半周辅助实现的一种灭磁方式，交流灭磁励磁电压波形如图2-36所示。灭磁开关既可以安装在交流侧也可以安装在直流侧，但都必须配合封脉冲的措施(由于交流灭磁开关跳开过程中同步电源缺相而导致的自动封锁脉冲等效于封脉冲)，否则都不能实现交流灭磁。

当灭磁开关装在交流侧时，可以利用在灭磁开关打开的过程中一相无电流而自动分断的特点，并借助可控硅的自然续流将可控硅阳极的交流电压引入到灭磁过程中去。即使在发电机转子电流换流到灭磁电阻支路前，有可控硅的触发脉冲使得某个桥臂的两个可控硅直通，形成转子回路短接灭磁，仍然可以保证交流侧灭磁开关的分断而实现自然续流灭磁。当然这样灭磁时间会比较长，按转子时间常数Td0进行衰减，而且灭磁过程中最多只能利用灭磁开关两个断口的弧压。

当灭磁开关安装在直流侧时，必须配合封脉冲措施，否则不能实现交流灭磁。灭磁开关

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安装在直流侧的好处是灭磁过程中可以充分利用灭磁开关串联断口的弧压。事实上，封脉冲是一种简便易行的方法，而其作用非常显著，因此在采用交流灭磁的场合，封脉冲措施是必须的。

值得注意的是，交流灭磁需要考虑以下两种情况：

第一，需要考虑机端三相短路。当发电机机端三相短路时，只能够靠灭磁开关的断口弧压灭磁，如果灭磁电阻换流需要的电压大于交流灭磁开关的断口电压，则不能成功灭磁，就会损坏交流开关。考虑到这种情况，一般在转子两端设置电子跨接器或机械跨接器，甚至两者都设置。

第二，需要考虑到可控硅整流桥臂是否存在可控硅损坏，是否有桥臂短路的情况，以及在交流侧短路的异常情况下可否可靠灭磁。

当然，采用封闭母线的发电机组发电机机端短路可以认为基本不存在，一般励磁变到整流桥之间短路几率也比较小。若整流装置交流侧故障，只要整流桥臂熔断器选择合理，是能够降低此类故障几率的，所以这些异常工况也不必考虑。即使机端短路也能够利用短路点比较低的电压进行电流转移，实现灭磁。

由于汽轮发电机转子储能比较小，电感比较小，加之阻尼比较大，参与灭磁过程作用比较大，采用短接转子灭磁，也是能够接受的。所以在配备了跨接器的情况下，可以单独采用交流灭磁。然而通常建议在水轮发电机灭磁中不选择单独的交流灭磁。而是选择机械开关并联移能灭磁或下面介绍的冗余灭磁方案。 5)冗余灭磁

所谓冗余灭磁，是同时采用两种及两种以上的方法灭磁，如在交流、直流侧分别设置开关，在灭磁过程中同时分断，共同建压，在跳灭磁开关的同时封锁脉冲，利用封脉冲后可控硅续流形成的交流电压辅助灭磁等等，这类灭磁方式的好处是，当一种灭磁不能正常工作时，另外的灭磁方式仍然能够可靠地实现灭磁，当多种灭磁都正常时，可以大大降低对开关的要求。如三峡灭磁设计甚至可以在两重以上故障情况下可靠灭磁。

实现交直流冗余灭磁可以采用多种方法，不同的方法结果可能相差很大，或者需要高性能的交/直流灭磁开关作为必要的保障。

采用以下的灭磁时序可以最大限度地降低对交/直流灭磁开关的要求，实现多种工况下的可靠灭磁，即：正常情况下采用逆变灭磁；故障时首先采用约1-2个调节器控制周期的逆变灭磁，然后采用硬件封脉冲手段闭锁调节器输出脉冲，如果有交流灭磁开关可以同时跳交流灭磁开关（一般情况交流灭磁并非必须设置交流灭磁开关，但对于大型发电机配备交流灭

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磁开关是有益的），最后延时6到7毫秒（对于50赫兹而言）跳直流灭磁开关。 灭磁系统设计原则

由于当今大多采用氧化锌非线性电阻灭磁，所以以下的讨论都是基于氧化锌非线性电阻。采用碳化硅灭磁时与氧化锌非线性电阻灭磁设计的原则类似。而对于线性电阻的灭磁，所要考虑的仅仅是灭磁电阻以及电阻功率的选取，标准中有确切规定，在此也不作详细论述。 2.5.2、灭磁系统设计考虑工况

灭磁系统设计所需考虑的工况，目前在国内有些争议。一是建议按照额定负载下，发电机机端三相短路的工况考核灭磁系统电流、能容以及需要建立的弧压。二是认为在空载发电机励磁失控误强励的工况来考核。

通常认为最危险的工况是空载励磁失控误强励。此时开关面临应对整流输出直流电压和灭磁残压的叠加，并且电流也上升到失控强励的电流（此电流值不会比三相短路电流小），而且可以证明此时发电机储存的能量比三相短路的能量要大。因而采用此工况是合适的。具体参见附录[4]。

灭磁系统的任务是以尽快的速度消灭磁场能量，使发电机电压消失，使事故程度降低到最小。那么灭磁设计的原则就是：a)能够转移电流实现灭磁、b)安全转移能量、c)快速消耗能量，其重要性依次递减。所以，选择灭磁方式、考核灭磁参数和配置首要的前提是考虑能够在最恶劣工况下灭磁，否则快速都是空谈。

2.5.3、灭磁设计需要考虑的几个问题

ZnO（这里以及文中其他地方所提到的ZnO均是指低场强高能量的非线性ZnO电阻）与SiC相比有较强的非线性特性，在灭磁过程中磁场电压几乎不变，灭磁速度快，可以使发电机的灭磁更接近于理想灭磁，因此在我国得到了广泛的应用。本文主要针对ZnO灭磁设计中值得注意的问题展开讨论。

在灭磁主回路确定的前提下，ZnO灭磁的设计中主要考虑的问题包括：灭磁能容的估算、灭磁阀片最大允许通流能力、灭磁装置最大允许电流、灭磁电阻的残压、灭磁电阻正反向荷电率、并联支路灭磁电阻的均流和均能等。 1）灭磁容量的计算

根据ZnO阀片的试验结果，ZnO阀片的最大能容远远大于其标称容量。ZnO非线性电阻的能容量不是设计中最重要的因素，因为ZnO容量基本能够满足灭磁支路最大允许电流时的

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能容，而非线性灭磁电阻的损坏主要是由短时过电流以及长期老化引起。以火电135MW自并激机组为例，根据能容的计算，一般都在2MJ以下，而发电机的额定励磁电流一般在1300A以上。IEC37.18标准规定，发电机最大可能产生的励磁电流为额定励磁电流的3倍，即3900A以上。一般非线性灭磁电阻的并联支路数在32路以上，甚至不少于40支路，当采用两个阀片串联时，则阀片数量不少于80片。而阀片的实际能容都在30KJ以上，大多数阀片的最大能容在50-60KJ以上。也就是说，当ZnO并联支路数满足要求时，一般阀片的总能容都远远在灭磁能容的计算值之上。

这里有两点值得大家注意：第一，在我们在考虑最危险灭磁工况时，灭磁阀片的能容不应该简单地考虑阀片的标称能容，而应该考虑阀片的最大能容，在此基础上考虑均能、均流因素以及一定的裕量。也就是说，在考虑发电机最危险灭磁工况时，阀片的每片能容按30KJ计算是可行的。第二，理论上同样配比的材料烧制出的阀片的能容与阀片的体积成正比，所以同样截面的ZnO阀片，残压较高的阀片应该具有较大的能容。 2）灭磁阀片的最大通流能力

使用ZnO非线性电阻，必须了解ZnO阀片自身的最大通流能力，并做好各个支路的均流措施，以保证在最恶劣的工况灭磁时，流过灭磁装置的任何一个ZnO支路的最大电流值不超过它允许通过的最大电流值。

我国目前生产ZnO的厂家生产的阀片标称电流一般都在100A，而实际的最大通流能力一般都不小于200A，但在采用ZnO非线性电阻时，考虑到实际应用中的均流和安全裕量，一般按每支路100A考虑，并根据发电机的额定励磁电流确定所需要并联的ZnO非线性电阻的支路数。例如，当一个机组的额定励磁电流为3000A时，考虑到最严重的情况下，发电机的转子电流可能达到3*3000=9000A，据此选择并联的ZnO支路数应该不少于9000/100=90。 3）灭磁装置最大允许电流

灭磁装置的最大允许电流应该大于三倍的发电机额定励磁电流，只有这样才能保证当发电机发生空载误强励或者三相短路这样的最恶劣的工况时，流过每个ZnO非线性电阻支路的电流都不大于其最大允许电流，即保证在任何工况下能够实现可靠灭磁。

确定了灭磁装置的最大电流以后，我们便可以根据灭磁阀片的最大通流能力和并联ZnO支路的均流情况选择合理的支路数，从而保证每个ZnO支路都是安全的。所以ZnO各个并联支路的均流是个很重要的指标，因为如果ZnO并联支路均流不好，即使ZNO阀片的通流能力很强，当运行在较大的灭磁工况时，可能会因为ZnO支路的均流问题，而使得一些支路流过的电流超过其允许的最大电流而损坏，而另一些支路却只有很小的电流通过，没有能够充分

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发挥其应有的作用。 4）灭磁电阻的残压

在设计ZnO非线性灭磁时，要考虑到ZnO非线性电阻通过较大电流时的残压。仅仅知道10毫安的残压是不充分的，事实上也没有太大的意义。作为灭磁装置的设计人员最应该关心的是ZnO通过较大电流时各个支路的残压是否非常接近，为了使并联的ZnO支路能够在比较恶劣的工况下有好的均流效果，ZnO的残压在最大允许工作电流附近应该尽可能相等。因为如果ZnO支路仅仅在10毫安时残压非常接近，那么在灭磁电流很小时，并联ZnO支路可能有较好的均流效果，而当灭磁电流较大时，则会因为ZnO各支路在大电流时的残压有较大差别而导致并联ZnO支路均流恶化。

事实上我们知道，在小电流时即使并联ZnO支路均流很差也是无关紧要的，因为各ZnO支路通过的电流都远远小于其允许通过的最大电流，不会对ZnO造成损坏，也不会导致严重的老化不均匀；更重要的是，正常情况下的灭磁均采用逆变灭磁，因此采用ZnO灭磁时，小灭磁电流的工况少有发生。而真正采用ZnO灭磁往往是在故障情况下，一般此时的灭磁电流都比较大。所以，正如灭磁电阻能容不应该简单地考虑标称能容一样，灭磁设计更多的应该考虑大电流的工况。 5）灭磁电阻的荷电率

非线性电阻的荷电率包括正向荷电率和反向荷电率，但对灭磁电阻来说一般正向荷电率都比较高，为可控硅阳极电压的最大值，所以在ZnO非线性灭磁电阻的支路里都有反向二极管以阻止ZnO非线性电阻的正向泄露。当然当二极管的泄露电流比较大，而ZnO的并联支路又比较少时，如果平均每个ZnO支路的泄露电流大于50微安，还应在ZnO支路旁并联线性电阻以减小ZnO支路的泄露电流，防止ZnO的老化。由上述可得，非线性电阻荷电率一般考虑的多为反向荷电率。而对于过电压保护支路的ZnO非线性电阻，由于它的残压设计都比灭磁的非线性电阻要高，所以其反向荷电率不需要考虑，而只需考虑正向荷电率。

所以，在灭磁设计中，对于灭磁支路，还应注意校验可控硅整流输出的反向电压的最大值是否大于ZnO非线性灭磁电阻允许长期施加的电压值，即要保证灭磁用ZnO非线性电阻的反向荷电率不大于0.6。换句话说，当调节装置的控制角小于空载控制角时，可控硅整流装置输出电压的最小瞬时值（即负的最大值）不应该大于灭磁用ZnO阀片10毫安时残压的60%。对于过压保护支路，则需要校验可控硅阳极电压的最大值是否大于ZnO过压保护电阻允许长期施加的电压值，即要保证过压用ZnO非线性电阻的正向荷电率不大于0.6，或可控硅阳极电压的最大值不大于ZnO阀片10毫安残压的60%，如果不能满足条件，则需要在ZnO过压

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保护支路的正方向增加跨接器。

6）并联的ZnO非线性电阻支路的均流和均能

首先应当说明的是，均流是指无论何种灭磁工况下，同一台机组采用的ZnO并联支路间的电流近似相等；均能则是指无论何种灭磁工况下，同一台机组所有参与灭磁的ZnO阀片单位体积吸收的能量近似相等。

为了保证并联ZnO支路的均流和均能，选择伏安特性完全相同的ZnO支路并联是最理想的办法，但实际应用中很难做到这一点，所以在选择伏安特性尽可能相近的ZnO阀片以后，为了达到均流和均能的目的，通常还需要采用一定的均流措施。

目前普遍采用的均流措施主要有：

a. 在每个ZnO支路串联一个小阻值的线性电阻 b. 在每个ZnO支路串联一个快熔 c. 在每个ZnO支路串联一个PTC支路

其中方法a、b的实现原理基本相同，都是利用电阻或者快熔上的压降实现均流，同时靠电阻或者快熔实现支路的过流保护；方法c则是利用PTC的正温度特性实现均流，当某个支路ZnO的残压较低时，流过该支路的电流就比其他支路要大，这样与之串联的PTC将产生更多的热量，引起其阻值上升，从而起到使该支路电流减小的目的。这是一种负反馈式的动态均流方法，理论上讲它最有效，而且安装比较容易。目前这种方法之所以没有得到广泛应用，是因为该项技术还不够成熟，PTC电阻选择比较困难，成本也较高。

2.5.4、ZnO阀片的选择

实际上，目前ZnO的配料和烧制工艺已经比较成熟。在ZnO的配料和制造工艺确定后，ZnO阀片的最大允许工作场强和最大通流能力也随之确定，所以ZnO阀片的残压只与其厚度有关，换句话说ZnO的能容只与ZnO的厚度和横向有效截面积有关。所以在可能的情况下应该减少ZnO阀片的串联数量，而且尽量选择厚度较厚，有效截面积较大的阀片（当然还要考虑大电流时的集肤效应）。

此外由于ZnO的配料和烧制工艺直接影响到ZnO阀片的性能，同一批阀片如果厚度不一样，则其烧制效果就可能有差别；同样不是同一批的阀片则可能因为配料和烧制的差异而使得材料系数不尽相同。所以我们应该尽量选用同一批残压相近（厚度接近）的阀片，因为只有这样的阀片，其特性最为相近，才最容易实现均流。

特别地，对于具有相同非线性特性的阀片，只要保证各并联支路间有非常接近的非线性

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特性，它们就很容易在全范围内均流，而且在并联支路实现均流的同时也就实现了阀片间按单位体积的均能；对于不同非线性特性的阀片，尽管它们有可能保证不同并联支路串联叠加后的非线性特性在全范围内非常接近，即可以实现不同支路阀片间在全范围内的的单位体积均能，但它不能保证串联阀片间的单位体积均能。

在实际应用中可以发现，ZnO的击穿大多为ZnO阀片的边缘表面放电所致，而很少发生边缘击穿，所以虽然低密度高场强的ZnO材料研究已经取得了大的突破，但就目前应用来看，低密度高场强的ZnO的材料系数还有待于进一步降低。

2.5.5、灭磁系统参数复核

为了保证灭磁设计的可靠性，在灭磁设计完成以后还必须按下述原则复核灭磁系统参数：

a. 按照能够转移电流为前提的原则，要求磁场断路器在最恶劣工况下分断磁场电流时

能够建立足够高的弧压，以确保换流成功；

b. 灭磁残压要求按最大可能灭磁电流复核，避免额定参数与恶劣参数相矛盾； c. 灭磁能容需要考虑到灭磁电阻损坏的情况，保证一定的冗余度。

2.5.6、 灭磁系统用部件介绍 1）磁场断路器关键参数

灭磁系统的主要部件是直流磁场断路器或交流断路器。目前国内对于交流真空开关的研究比较多。其主要问题是交流开关在交流灭磁系统中能否承受一个或两个周波的连续燃弧过程真空开关触头之间的间隙比较小，容易形成燃弧，问题在于电流过零时能否熄弧，熄弧后是否会重燃，另外反向恢复电压能否将之击穿。交流灭磁中，只要能够顺利转移电流，开关一般不存在反向恢复电压；因此关键问题是开关能否连续进行两周波的燃弧，即开关的遮断能容多大。对于容量较小的机组，诸如励磁电源交流侧电压不超过1000V的励磁系统，完全可以采用额定工作电压为1000V的ABB低压交流开关，它有一定遮断容量，比较适合在中型机组交流灭磁中采用。

直流磁场断路器考核的参数比较多。主要涉及开关的额定工作电流、电压、主触头在额定电流下的分断电压（区别于通常说的建压能力）、最大电流下的额定分断电压（建压能力）、短时允许电流（开关过载能力）、灭磁触头的短时通流能力等。直流灭磁开关接线主要有两种方式，即两对开关触头放在转子正负极各一对或串联在一极，目前由于考虑到灭磁开关的

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