无刷同步发电机交流励磁机的设计

毕 业 设 计 论 文

题 目 无刷同步发电机交流励磁机的设计

（院）系 电气与信息工程系 专业 电气工程及其自动化 班级1 学号 3 学生姓名 导师姓名 完成日期 200年月15日

毕 业 设 计（论 文）任 务 书

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设计（论文）题目： 无刷同步发电机交流励磁机的设计 姓名 系别 电 气 系 专业 电 气 工 程 班级 01 学号3 指导老师 教研室主任 一、基本任务及要求：

1、基本技术要求： 1）﹑主发电机的励磁电压 Ud92V

2） 、主发电机的励磁电流 Id53.2A 3）﹑额定转速 nN1000r/min 4）﹑相数 m=3

60f601338 5）﹑极对数 pn10002、本毕业设计课题主要完成以下设计内容：

（1）交流励磁机的电磁设计方案； （2）无刷励磁方案的设计； （3）主要零部件图（定子冲片、定子绕组、转子冲片、转子绕组、

电机总装图等）的绘制；

（4）说明书。 二、进度安排及完成时间：

2月16日——3月6日：查阅资料、撰写文献综述、撰写开题报告 3月6日：抽查文献综述、开题报告撰写情况 3月7日——3月21日：毕业实习、撰写实习报告 3月22日——5月29日：毕业设计 4月底：毕业设计中期抽查 5月30日——6月15日：撰写毕业设计说明书（论文） 6月16日——6月20日：修改、装订毕业设计说明书（论文） 6月20日——6月26日：毕业设计答辩

目 录

摘 要„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„ Ⅰ Abstract „„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„Ⅱ 第1章 绪论„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„1 1.1无刷同步发电机励磁系统概述„„„„„„„„„„„„„„„„„1

1.1.1 二极管无刷励磁系统 „„„„„„„„„„„„„„„„„1 1.1.2 晶闸管无刷励磁系统„„„„„„„„„„„„„„„„„4 1.1.3 无刷励磁系统的技术规范„„„„„„„„„„„„„„„6 1.2 无刷同步发电机的励磁方式 „„„„„„„„„„„„„„„„„8

1.2.1按交流励磁功率源分„„„„„„„„„„„„„„„„„„8 1.2.2按旋转元件分„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„9 1.2.3按有无交流励磁机分„„„„„„„„„„„„„„„„„„10 1.3 励磁系统发展趋势 „„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„12 1.4同步发电机励磁系统应注意事项„„„„„„„„„„„„„„„„13 第2章 无刷同步发电机的工作原理和结构特点„„„„„„„„„„„„15

2.1 引述„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„15 2.2 无刷同步发电机的结构特点„„„„„„„„„„„„„„„„„15

2.2.1 交流励磁机„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„16 2.2.2 旋转整流器„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„16 2.2.3 交流励磁机和旋转整流器的安装„„„„„„„„„„„„„17 2.3 交流励磁机的电压响应特性„„„„„„„„„„„„„„„„„17 2.3.1 空载励磁电压响应„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„18 2.3.2 负载励磁电压响应„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„18 2.3.3 发电机三相短路的励磁电压„„„„„„„„„„„„„„„„18 2.4 无刷同步发电机的工作原理„„„„„„„„„„„„„„„„„19 第3章 方案总体设计„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„21 第4章 方案实体设计„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„23

4.1 励磁机的电磁设计„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„23 4.1.1 磁路设计思想„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„23 4.1.2 性能调整„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„25

4.2 旋转整流器的设计„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„ 25

4.2.1 旋转整流元件的选用„„„„„„„„„„„„„„„„„„26 4.2.2 旋转整流元件的安装方式„„„„„„„„„„„„„„„„27 4.2.3 旋转整流器的保护措施„„„„„„„„„„„„„„„„„27 4.3电磁计算„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„28

4.3.1技术参数的确定„„„„„„„„„„„„„„„„„„„28 4.3.2 励磁机容量的确定„„„„„„„„„„„„„„„„„„28 4.3.3 主要尺寸的确定„„„„„„„„„„„„„„„„„„„28 4.3.4 定子绕组与铁心的设计„„„„„„„„„„„„„„„„28 4.3.5 转子绕组与铁心的设计„„„„„„„„„„„„„„„„28 4.3.6 定、转子槽形尺寸的确定„„„„„„„„„„„„„„„29 4.3.7 槽绝缘的确定„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„29 4.3.8 磁路计算„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„29 4.3.9 稳态参数（漏磁）的确定„„„„„„„„„„„„„„„„29 4.3.10 电枢反应磁势和功率因数角的确定„„„„„„„„„„„30 4.3.11 主机满（空）载时励磁电流的计算„„„„„„„„„„„„30 4.3.12 瞬态参数„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„30 4.3.13 损耗与效率„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„30 4.3.14 温升估算„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„31 4.4 电磁设计计算程序„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„31 结束语„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„49 参考文献„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„50 致谢„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„51 附录A：交流励磁机定子及转子冲片图 附录B：交流励磁机定子及转子绕组图 附录C：无刷同步发电机总装图

无刷同步发电机交流励磁机的设计

摘要：无刷同步发电机具有维护简单，可靠性高，没有旋转接触导电部分等优点。特别适用于有易燃气体及多粉尘和无人管理的自动化电站中。无刷同步发电机主要由主发电机、交流励磁机、旋转整流器组成。本文以交流励磁机设计为主题进行理论研究。

在介绍了无刷同步发电机励磁系统概述及发展趋势后，对其工作原理和结构特点进行了介绍。本文重点对交流励磁机的磁路进行计算，但磁路计算先要解决两个问题：如何根据主发电机给定的直流励磁电压和直流励磁电流计算出交流励磁机的输出交流相电势，相电流及交流励磁机容量；如何计算交流励磁机的电枢反应，功率因数及其所需的安匝数。这都在后续章节中解决了。对旋转整流元件的选用、安装、保护等都进行了介绍。

关键词：无刷同步发电机 交流励磁机 旋转整流器

I

The design of Brushless synchronous

AC generator of AC excitor

ABSTRACT:The brushless synchronous AC generator take on the merits such as the simple maintenance ,the high dependability not having the revolve contact conduct electricity part. Be applicable to flammability gas many powder and the automatization power station of nobody

managing. The design of Brushless synchronous AC generator constitute of the main generator AC excitor revolve selenium rectifier and so on. This dissertation is focused on the theory of control design for AC excitor.

Firstly. This thesis introduces the summarize and developing trend of Excitation system of the

Brushless synchronous AC generator.Then introduce the principle of work and the construction characteristic. This thesis calculates emphases the excitor circult of AC excitor .but the

calculate of excitor circult must solve two problem: how to caculate the output AC phasic potential, phasic electric current and the capacity of AC excitor basing on the main generator direct current excitating voltage and direct current excitation current ;how to caculate the armature feedback, power factor and required ampere-turn of AC exciter.All that will be solved in the later chapter.In the end I

explain the selecting installation and protection of the revolving rectifier element. Keywords: Brushless synchronous AC generator Excitation system revolving rectifier

II

第1章 绪 论

1.1 无刷同步发电机励磁系统概述

自同步发电机问世以来，一直采用直流励磁机，它分为同轴直流励磁机和不同轴直流励磁机两种。直流励磁机实质上是直流发电机。随着半导体技术的发展，大容量的电机发展为半导体励磁，按励磁系统有他励系统和自励系统两种。常用的励磁方式有：自并励（如GE公司某些产品）；相复励磁（或带电压调节器）。相复励又有电抗移相电磁相复励和电抗移相电流相复励，其励磁电源都取自发电机输出端或发电机定子绕组上的附加绕组。这种原理的发电机称为自励恒压发电机。一般依靠自己的剩磁起励。有时为了提高起励的可靠性，不仅在励磁回路中采取起励措施，而且还在交流励磁机的定子磁极极靴处安放小块永久磁铁加以励磁。按整流器的安装方式又可分为静止式半导体励磁和旋转式半导体励磁。前者把整流装置放在专门的柜子里，需要滑环将直流电引入发电机转子绕组。实质上是用交流励磁机代替直流励磁机，用整流器来代替换向器。后者把半导体整流装置装在主发电机轴上，用钢环和螺钉固定，和主发电机同轴旋转，利用旋转整流装置将励磁机电枢输出的交流整流成直流，再输送给主发电机的转子绕组励磁，从而取消了碳刷、滑环，故称无刷励磁[9]。

1.1.1 二极管无刷励磁系统

美国西屋公司（Westing house）在励磁系统开发研究方面一个重要的成就是：在60年代初，首先研制成功了大型汽轮发电机组无刷励磁系统。原型无刷励磁系统的功率为180KW。

如以无刷励磁系统的励磁电压响应比评价其性能，西屋公司所发展的无刷励磁系统可分为：

1）标准励磁电压响应比无刷励磁系统R≤0.5; 2）高响应比无刷励磁系统R≥2.0； 3）高起始响应比无刷励磁系统（HIR系统）

在高起始响应比无刷励磁系统中，0.1S的时间内可使励磁系统的输出电压达到顶值电压的95%。

据不完全统计，从1986年到1973年期间，西屋公司为容量为220～600MW的24台汽轮发电机配置了无刷励磁系统。在1975～1981年间，又生产了大约60台无刷励磁

1

系统。至今，西屋公司大约为500台汽轮发电机组了无刷励磁系统。

首台高起始响应无刷励磁设计于1977年7月，用于美国Utah Power Light公司Hunter Nol机组。其汽轮发电机组的容量为496MVA、24KV、3600r/min，无刷励磁机的功率为1720kW、500V。

我国引进西屋公司的600MW汽轮发电机组样机亦为高起始响应无刷励磁系统，其励磁功率达3250KW。

而我国广东大亚湾核电站的两台900MW汽轮发电机组无刷励磁系统均是由英国GEC公司研制和供货的。

英国派生斯公司所开发的无刷励磁系统有两种方式：采用二极管的无刷励磁系统及采用晶闸管整流元件的无刷可控励磁系统。

在无刷励磁系统中，整流器的接线方式一般均采用三相桥式接线方式，在理想的情况下，这种整流线路的能量变换比系数最高，整流线路每产生1KW直流输出功率所需的交流电源容量为1.05KVA。

前苏联在开发大型汽轮发电机无刷励磁系统方面，研制了两种型式交流励磁机:一种是三相交流励磁机，其旋转电枢具有正弦电动势波形；另一种是具有梯形电动势波形的多相交流励磁机。这种设计可进一步提高交流励磁机容量的利用率。

对于苏制1200MW汽轮发电机二极管无刷励磁系统，其额定励磁电压为530V，额定励磁电流为7640A，强励电压倍数为2倍。由于其额定励磁功率高达4050KW，强励功率近似为4倍的额定励磁功率，为此，如由一套交流励磁机有旋转整流器供给，将需大大增加交流励磁机及旋转整流环的尺寸，此时，由于受机械强度的限制而难以实现。为解决此问题，前苏联的工程师采用在同一汽轮发电机主轴上安装两套相同的无刷励磁机及整流环，每套励磁装置的容量均等于额定励磁功率的一半，两组整流环在直流输出端并联，而无刷交流励磁机的直流励磁绕组相互串联并由自动励磁调节器调节其励磁电流。旋转整流器按三相桥式接线，每一桥臂由12个额定容量为500A、2000V的二极管并联组成，每两个三极管接有一只750A、1300V的熔断器予以保护。

除上述主要国家生产了二极管无刷励磁汽轮发电机组以外，瑞典ASEA、瑞士ABB、德国KWU、法国阿尔斯通、日本三菱公司、比利时ACEC和意大利马雷利公司均生产了大容量无刷励磁汽轮发电机组[6]。

1.1.2 晶闸管无刷励磁系统

在无刷励磁系统中，将旋转的二极管整流器代以晶闸管整流元件，将会显著地提高励磁系统控制的快速性，但是在实现这一控制方式时，在技术上存在很大难点，因为在

2

晶闸管无刷励磁系统中，需将处于静止侧的触发脉冲供给旋转的晶闸管整流元件，即要求在静止部分和旋转部分之间建立一个控制联系。英国派生斯公司所采用的方法是在无刷主励磁机的主轴上装一台极数与主励磁机相同的小型旋转电枢控制用励磁机，其电枢各相的末端接于旋转晶闸和整流器的控制极，从而提供了与主励磁机电枢电压波形同步的触发脉冲。控制励磁机的电压与主励磁机与主励磁机电压之间的相位移，决定于它们之间固定磁场系统之间的物理角。改变此角度即改变了晶闸管整流器的触发角。

实际上，控制励磁机在纵轴及横轴上均设有励磁绕组。这两个励磁绕组引入与自动控制成比例的控制电流，并使两绕组的合成磁通势为常数。改变两控制量的比例即可使其合成磁通势在空间位置发生变化，达到改变晶闸管整流器控制触发角的目的。这样，便可控制主励磁机的电压由正的电压最大值到负的电压最大值，而控制时间小于0.01S，和采用二极管的方案比较，采用晶闸管整流器的交流励磁机尺寸要大一些，因为此时交流励磁机是按恒定电压方式工作的。

根据上述原理设计的晶闸管无刷励磁系统应注意以下问题：

（1） 通过晶闸管的正向电流上升率不超过规范值，否则会由于晶闸管元件局部发热而

损坏。

（2） 正向电压的上升率不得超过规定值，否则在元件的控制极上未加脉冲前亦有可能

也会引起误触发导通。

（3） 控制极电流必须同时迅速地加在全部应导通的并联晶闸管元件上。

（4） 必须提出有效的方法，以保证输出电流在正向压降和导通特性不同的并联晶闸管

元件之间均匀分配。

（5） 必须防止整流器的逆变颠覆。如果整流器以接近于180°的控制角工作，就有可

能发生某桥臂一直保持导通的故障情况。

（6） 控制系统必须有抗干扰的能力。

英国派生斯公司曾根据上述原理研制了试验性晶闸管无刷励磁系统，以检验设计的正确性。原型500kVA交流励磁机在设计时，虽然其输出适用于60MW、3000r/min的汽轮发电机组，但是在整流环、电枢的直径、电流负载及晶闸管元件的选择上亦适用于660MW汽轮发电机组无刷励磁系统。

在晶闸管无刷励磁系统的触发方式上，派生斯公司还发展了旋转脉冲变压器触发方式，在转轴上进行脉冲放大是其设计的特点[7]。

当汽轮发电机组采用晶闸管无刷励磁系统时，除可提高控制系统的快速性外，还可利用逆变进行灭磁这亦是此系统的主要优点之一。

前苏联在开发大型汽轮发电机的晶闸管无刷励磁系统方面也取得了举世瞩目的成

3

就。在解决怎样由静止侧将触发脉冲信号传递到旋转晶闸管整流器侧的问题时，采用了简单、可靠的无触点控制系统，以装在与旋转晶闸管元件同一轴上的旋转脉冲变压器来传送控制脉冲。脉冲变压器定子和转子的磁路为环形，定转子间有一小气隙。变压器的一次和二次绕组相应地置于定子和转子槽中。基于以上研究，有可能生产一台用于300MW汽轮发电机原型晶闸管无刷励磁装置。

在原型上进行的研究表明，在脉冲变压器二次绕组控制脉冲前沿持续时间约为70μs的情况下，分别接于交流励磁机电枢绕组并联支路的晶闸管元件导通过程正常。在300～900μs内改变触发脉冲持续时间，对以汽发电机磁场绕组为负载的晶闸管励磁装置是足够的。

1.1.3 无刷励磁系统的技术规范

无刷励磁系统中的交流励磁机与普通同步发电机的不同之处是除应满足励磁系统参数要求外，还应考虑励磁系统顶值、响应比以及其他特殊性能要求。在设计中还应与主励磁回路进行协调，并依此求得符合无刷励磁系统要求的技术规范值。

1.额定值

无刷励磁系统的额定值包括电压、电流及功率，其数值主要依据发电机励磁回路的要求确定，额定值以直流值表示。

额定电流IENK1IfN （1.1）

额定电压UENK2UfNKZIfNRfN （1.2） 额定功率PENIENVEN103 （1.3） 式中 K1－电流裕度；

K2－电压裕度；

Ifn 2.交流励磁机

－额定负载时的励磁电流。

电压和电流裕度主要由制造厂所决定。

根据无刷励磁系统的直流额定值确定交流励磁机的交流额定值，初步计算可利用下列公式：

（1） 交流励磁机的额定线电压Uac：

UacUENU （1.4）

32式中 UEN－无刷励磁机的额定直流电压值； U－换相电抗电压降。 （2） 交流励磁机的额定电流Iac：

4

Iac2IEN13 （1.5） 3式中 IEN－无刷励磁机的额定电流。

2cossin12cos （1.6）

221cos式中 －整流器的换向角（当400时，0.03）。

交流电压Uac的确定可利用电压整流比系数KV乘以额定直流电压UEN求得，即 UacKvUEN （1.7） 对于有阻尼绕组的交流励磁机：Kv0.08～0.95 对于无阻尼绕组的交流励磁机：KV0.08～1.10

交流电流Iac可由电流整流比系数KI乘以额定直流电流IEN求得，即：

IacKIIEN （1.8） (3)交流励磁机的额定容量：

Pac3UacIac103 （1.9）

3.交流副励磁机

对于副励磁机容量的选择依据下列原则：

以高于发电机额定励磁参数选择副励磁机额定容量。

以励磁系统输出顶值电压及电流作为副励磁机的最大输出容量。 4.旋转整流器

(1)旋转整流器的并联支路数np。目前，二极管无刷励磁系统中的旋转整流器普遍采用了三相桥式整流线路，在整流器桥臂的组合上多采用每臂支路一元件及多支路并联的连接方式，整流元件与熔断器串联，以便将故障整流元件切除。

考虑到并联整流元件间电流的不平衡率，在选取并联支路数np时应有一定裕度。 因此：

np1KIuEN3iavKHM （1.10）

式中 Ku－电流不平衡系数，通常取0.1～0.25；

iav－三相桥式整流线路中，整流元件所允许的平均电流值，A； KHM－并联裕度数。

(2) 过电压保护装置。旋转整流器的过电压保护主要有两种用途：

1）换相引起的尖峰过电压，此时，由并联在整流元件两端的阻容元件吸收浪涌过电压；

2）主机非同期投入，由电网引起的外部过电压作用于旋转整流器两端，一般采用在励磁绕组并联电阻的方法吸收此过电压，此时，将增加励磁机的容量。

5

并联电阻的阻值为发电机励磁绕组的电阻值的20～50倍之间[2]。

1.2 无刷同步发电机的励磁方式

一般来说，无刷励磁发电机由两台电机组成，即主发电机和交流励磁机。对主发电机而言，由于采用了交流励磁机和旋转整流器，实现了励磁无刷化。但对交流励磁机来说，它也是一台三相交流发电机，它也需要励磁。我们可把无刷励磁同步发电机划分为许多不同的励磁方式。

众所周知，同步发电机的励磁系统包含两个内容：励磁功率产生方式和励磁自动调节方式。根据不同的励磁功率来源和不同的电压调节方式可划分出许多不同的励磁方式。

1.2.1 按交流励磁功率源分

1.2.1.1 永磁发电机式无刷发电机

交流励磁机的励磁功率源由永磁发电机供给。即使从无刷电机的整体来看也是属于一种他励式发电机。

1.2.1.2 从主绕组获得励磁功率源的基波励磁无刷发电机

该类无刷发电机又分为有复励和无复励两种。有复励式除了采用主绕组电压源外，还利用电流互感器从主机获得负载复励分量，且交流励磁机的定子磁场线圈由二个独立绕组组成。一个绕组由主机电压源供电，另一个绕组由电流源供电，两磁场可接成复励式也可接成差动式的复合关系。有复励部分的交流无刷发电机动态特性好，但结构复杂。无复励式交流无刷发电机动态特性差，但线路简单。

1.2.1.3 三次谐波励磁无刷发电机

交流励磁机的励磁功率源由主机定子中的三次谐波辅助绕组供给。具有谐波励磁的优点，即这种励磁方式本身就具有较强的复励能力，故动态特性好，强励能力大，能直接起动较大容量的电动机。现时在控制线路简单的情况下，可获得很高的稳态电压调整率指标（1%左右）：还能在不加任何短路电流维持装置的情况下，产生3～5倍额定负载电流的稳定短路电流，保证保护装置的可靠动作。还具有一定固有电压调整率指标（5%左右）的手动工作方式，进一步提高了无刷发电机的工作可靠性。中小容量谐波励磁无刷发电机多采用串联半波控制线路，这种线路简单，元件少，可靠性高。

1.2.1.4 旋转相复励无刷发电机

6

旋转相复励无刷发电机的交流励磁机和前述的交流无刷发电机的交流励磁机不一样，它是一种特殊的旋转相复励变压器。在这种交流励磁机的定子上嵌有电流绕组和经过电抗器移相的电压绕组。转子部分嵌有相当于变压器副边的电枢绕组。电压绕组和电流绕组的接线方式应使由它们所产生的旋转磁场的转向与转子的转向相反。因此，旋转变压器同时具有变压器和发电机效应。

旋转相复励无刷发电机具有下列特点：

（1） 动态特性好，突加、突卸额定负载时，其电压瞬变小，暂态过程短，可

以直接起动较大容量异步电动机。短路电流补偿作用好。

（2） 旋转相复励变压器由于同时具有变压器和发电机双重效应，所以在同样

的电磁负荷下，铁心尺寸比一般的交流励磁机小。

（3） 不可控旋转相复励无刷发电机稳态电压调整率较差（5%左右），但如

果在移相电抗器与电压绕组之间加上二相对一相的交流侧晶闸管分流调节器，则可以得到较高的稳态电压调整率（1%左右）

（4） 制造工艺复杂。随着电机容量的增大，交流励磁机定子线圈端部难于处

理。

（5） 增加了体积大、重量重的移相电抗器元件。

（6） 自动建压比较困难。

1.2.2 按旋转元件分

1.2.2.1 旋转二极管式的无刷励磁发电机

其旋转整流器由一般的旋转型二极管组成。线路简单，但一般动态特性较差。

1.2.2.2 旋转晶闸管式无刷发电机

其旋转整流器由旋转型晶闸管组成。该励磁方式是70年代发展起来的一种新技术，是为了克服二极管式无刷发电机动态反应速度慢的缺点而出现的。其动态指标达到了静止励磁的相同水平，恢复时间为0.2s。但线路复杂，成本高，目前只用于中型无刷发电机中。

7

图1.1 旋转整流器励磁系统

旋转晶闸管式无刷发电机的特点是自动电压调节器（AVR）与旋转晶闸管装于同一轴上，直接对主机励磁电流进行调节，故动态特性好，反应速度快。只有整定电位器在转子的外面，以便对电压进行整定。测量信号是通过旋转变压器由不动的定子部分传送给旋转的转子部分的，从而调节AVR的输出，达到控制励磁电流的目的。

1.2.3 按有无交流励磁机分

1.2.3.1 双枢式无刷发电机

它有两个电枢，两个磁场。主发电机的磁路与交流励磁机的磁路是分开的。此型无刷发电机结构尺寸较大，重量较重，但设计较简单，性能稳定。前面所述各型无刷发电机均属此类。

1.2.3.2 单枢式无刷发电机

它只有一个电枢，一个磁场。主机与交流励磁机铁心合而为一，为复合磁场式。此种无刷发电机结构紧凑，重量轻，体积小。但磁路复杂，设计难度较大，性能较差。目前单枢式无刷发电机主要使用在小容量的单相无刷同步发电机中。例如，电容式逆序磁场励磁的单相无刷同步发电机以及倍极式逆序磁场励磁的单相无刷同步发电机。

1)电容式逆序磁场的单相无刷同步发电机

发电机定子有两套绕组，定子主绕组和电容绕组，两绕组均为单相绕组且轴线相差

900电角度，发电机转子为隐极式，也有两套绕组，一为直轴绕组作为励磁绕组，一为

交轴绕组作为交流电源绕组。两绕组轴线也相差900电角度，空载时电容绕组渡过容性电流，产生脉动磁场，它可分解为顺序和逆序的两个旋转磁场。由于逆序磁场与转子有相对运动，故在交轴绕组中会感生出一倍频率的交流电来，经过桥式旋转整流器能供给直轴绕组直流电流，产生转子励磁磁场，达到了自励的目的，实现了单相电机无刷化。在负载时除了电容绕组流过的单相容性电流外，定子主绕组还流过了单相负载电流，产生了负载所引起的脉动磁场，两样可分解为顺序和逆序的两个旋转磁场。负载顺序磁场对转子磁场产生去磁的电枢反应，而负载逆序磁场在交轴绕组中感应出二倍频率的交流电，经桥式旋转整流器能供给直轴绕组新的直流电流，加强了转子磁场，补偿了负载电枢反应及负载绕组本身漏阻抗压降，达到了恒压的目的。

该励磁方式的特点是：

(1) 励磁线路最为简单，起励迅速，自励能力强，效率较高。

(2) 工艺及材料分散性及转速波动率对电压调整率影响较大，对原动机速度特性

8

要求高。

(3) 电容器成本高，且电压调节困难。 2) 倍极式逆序磁场励磁单相无刷发电机

工作原理简述如下：发电机空载时，定子绕组的剩磁电压U0施加于SR1，当U0超过整流器SR1的“门槛电压”时，We便有电流通过，产生2p对极的磁场，在转子绕组Wc中感应出2f频率的电势，经旋转整流器SR2整流后输入Wl，提供发电机所需要的空载励磁电流，建立空载电压。2p对极磁通在WQ和WZ中不感应电势。

该型发电机定子上有电枢绕组W和直流副励磁绕组WE以及整流器SR1。转子上有励磁绕组WL，副绕组WC和交轴绕组WQ。其中W、WL和WQ为p对极；Wp和Wc为2p对极。整流器SR2和SR3安装在转轴上，和转子一起旋转。

当发电机带负载时，负载电流流过W，形成一个在空间位置固定、在时间上按正弦规律变化的脉动磁场，即电枢反应磁场。这个脉动磁场可以分解为二个大小相等转向相反的旋转磁场，即顺序磁场和逆序磁场。逆序磁场的作用与上节所述一样，能在转子正交绕组WQ和励磁绕组WL中感应出两倍频率的电势，经过旋转整流器SR3整流后输入WL绕组中，从而在WL绕组中产生补偿电枢反应和电枢绕组阻抗压降所需的负载励磁电流，以保证发电机端电压维持在所规定的指标之内。

这种励磁方式的特点是：

（1） 结构简单，加工方便，成本低； （2） 体积小，重量轻； （3） 运行可靠。

这种励磁方式的缺点是：

（1） 波形畸变率差； （2） 振动、噪声大；

（3） 磁路复杂，设计难度大。

无刷励磁系统之所以解决了常规励磁系统无法解决的问题是因为它具备了如下的特点：

（1）

由于励磁系统中无整流子、滑环、电刷及开关等元件，避免了最易发生故障的滑动接触，还消除一般开关的机械接触，其维护简单，运行可靠；

（2） （3）

励磁电源独立可靠，受外界干扰小；

没有旋转的导电部分，不会产生火花，因此特别适用于有易燃气体及多粉尘等恶劣环境下的运行场合。

（4）

因属于他励式同步发电机，故容易实现并联运行。

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（5）

无刷发电机与其他自励恒压发电机相比，体积较大，重量较重，有效材料消耗也较多；

另外加工工时也有明显增加。但与直流励磁机式同步发电机相比，则二者相当。但它也存在不少的问题还有待解决。例如反应速度问题，对具有旋转整流器的无刷励磁系统，主机励磁一般通过调节交流励磁机的励磁间接调节，从而增加了励磁系统的时间常数，使反应速度降低，动态特性较差；旋转整流元件的保护问题，因其随着转子高速旋转，对整流元件的机械性能就有了更高的要求[13]。

无刷励磁系统包括两方面的内容：励磁功率的产生方式和励磁的自动调节方式。因其励磁功率由发电机内部功率获得，称之为自励式励磁方式；并且，励磁系统能够自动地使发电机在任何负载下及各种工作环境下主发电机端电压能稳定在一定的水平上。因此无刷励磁系统属于自励恒压式励磁系统。

为使同步发电机的励磁系统能恒压，励磁系统必须具备自动调节的功能。这一功能主要由电压调节器来实现。电压调节器是应用负反馈原理设计的自励恒压装置，它具有线路简单、重量轻、体积小动态性能好等优点。

现代自励式同步发电机励磁系统的设计，已是经典的电机学和电子学、自动控制技术相结合的设计技术，随着电子技术的发展，励磁系统的性能将不断地得以提高和完善。无刷励磁是一种正在发展的励磁方式，有许多的方面还有待改善，但其优越的性能也日益突出，它将成为非常有发展前途的励磁方式。

1.3 励磁系统发展趋势

数十年来，实际应用过的励磁方式有多种，每一种励磁方式的出现都与当时的技术水平和生产需要密切相关。

早期发电机单机容量小，半导体技术还没有发展起来，所以绝大多数采用同轴直流励磁机的励磁方式。随着发电机单机容量的增加，高速直流励磁机的容量受换向器换流能力和离心力的限制，很难满足励磁功率大于500KW的要求，于是就出现了齿轮减速或电动发电机组的低速直流励磁机方式和水银整流器励磁方式。

个别电厂为了解决高速大容量直流励磁机的稳定运行难题，创造了直流励磁机加发电机定子电流复励的方式。国内最大容量的高速直流励磁机为550KW，配用于QFS型双水内冷125MW等多种规格的发电机。

20世纪50年代至60年代，出现了大功率半导体整流元件，于是就创立了交流励磁机－整流器励磁系统，取代大容量的直流励磁机。随着永磁材料不断进步，永磁式副励磁机又取代了非永磁副励磁机。

10

目前交流励磁机－整流器励磁方式（含无刷励磁）广泛主用于100MW以上的汽轮发电机组，直到目前最大的1450MW核电1500r/min核电发电机。

20世纪60年代中期，出现了大功率晶闸管元件，于是又创立了多种与晶闸管元件有关的励磁方式，有交流励磁机或厂用电晶闸管励磁方式、并联自复励或串联自复励的励磁方式、自并励静止励磁方式以及三次谐波励磁方式等。

当汽轮发电机的励磁电流达到数千安以上时，滑环和碳刷的矛盾比较突出，同时防爆防火场合要求无火花，于是又开发了交流励磁机无刷励磁方式。

可见，励磁系统技术是跟随机械换向器整流－不可控整流－可控整流的发展而发展的，它们各有特点。

1.4 同步发电机励磁系统应注意事项

对中小容量的同步发电机的励磁系统应满足下列要求：

1） 按照发电机负载情况，调节其励磁电流，能维持发电机端电压为一定的水平，且应能根据运行要求，对发电机实行最大励磁限制及最小励磁限制。也就是说，在发电机空载运行给定最高功率因数的情况下，并考虑到发电机有可能运行在电压降低和频率上升（在允许偏差范围内），以及发电机和励磁机温升较低时的影响，发电机所要求的励磁功率最小。当发电机运行在满负载给定最低功率因数的情况下，并考虑到发电机有可能运行在电压升高和频率下降（在允许偏差范围内），以及发电机和励磁机温度较高时的影响，发电机所要求的励磁功率最大。

2） 励磁系统应具有快的反应速度（即小的反应时间），以利于提高电力系统静态稳定。故在他励式励磁系统的交流励磁机励磁绕组的时间常数应尽量小。为此，交流励磁机的频率一般采用100HZ—150HZ。无刷励磁系统采用的交流励磁机频率往往采用200HZ—400HZ。但不管是他励式还是自励式励磁系统，都应该具有快速动作的自动励磁调节装置（自动励磁调节器）。

3） 励磁系统应能够使并联运行各机组的无功功率得到合理分配，保证调差系数（调差率和静态电压调节精度）的正确选择。在选择调差系数时应兼顾对发电机电压水平和无功分配稳定性的影响。调差系数越小，无功负载的变动对电压变化的影响就越小，而无功负载的分配则不容易稳定。反之，情况相反。与大电力系统并联的中小容量的发电机，由于电压水平取决于大电力系统，当电压变化时其无功率的波动受影响很大，宜将调差系数选择较大一些，一般可谓10%。对于单独运行的发电厂，在其公共母线上直接并联的发电机，则应考虑供电的电压水平，宜选择较小的调差系数，一般可为3%左右，且只能在具有正调差特性的情况下，无功负载分配才能正常运行。

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4） 在发电机定子绕组出现匝间短路等故障时，应进行灭磁，以免事故扩大。理想的灭磁条件应该是：一方面希望灭磁过程进行得越快越好；另一方面希望在灭磁过程中励磁绕组两端产生的电压越低越好。采用灭弧栅放电灭磁或全控整流器的逆变灭磁（只适用于他励的可孔硅励磁系统）的方法，可以接近理想的灭磁条件。但这两种方法多用于大容量机组。对于中小容量机组，多采用恒值放电电阻灭磁的方法。

5） 电力系统突然甩负荷时，应对发电机实行强行减磁，一面发电机端电压过分升高。

6） 电力系统发生短路故障或其他原因使发电机端电压严重下降时，应对发电机实行强行励磁，以提高电力系统的动态稳定，提高继电保护动作灵敏度和加速异步电动机的再启动。为此，励磁系统应具有要求的顶值电压和电压增长速度。为保证发电机所需顶值电压倍数，通常对他励式励磁系统的励磁机，应设计得使其负载特性直到额定状态时，仍保持线性。所以，一般取气隙磁通密度等于4000高斯左右，并控制电枢齿部磁通密度在所用硅钢片材料磁化的饱和点以下。顶值电压倍数一般取为1.8—2.0。电压增长速度一般设计为每秒0.5倍—1.0倍。同时，为改善电压突然增长的瞬变特性，提高电压增长速度，短路比通常为0.4—0.5左右。对于自励式励磁系统，由于是一种高起始反应的励磁系统，其顶值电压倍数对自并励系统及并联自复励系统一般为1.5倍—2.0倍，对串联复励系统可达1.5倍至2.5倍[10]。

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第2章 无刷同步发电机的工作原理和结构特点

2.1 引述

由于电能具有生产和变换比较经济，传输和分配比较容易，使用和控制比较方便等优点，因而成为现代最常用的一种能源。并且随着国民经济的不断发展，自动化程度越来越高，对电的需求量越来越大，不仅要求用电数量，同时对用电质量也提出了要求，无疑对同步发电机的性能也提出了高要求。而励磁方式直接影响到发电机的性能、可靠性和技术要求，因此励磁方式的研究成了电机发展的一个重要课题。原来一直采用直流发电机来励磁，即用直流发电机发出来的直流电，通过滑环和电刷引进同步发电机的转子绕组，但随着电机容量的不断增大，直流电机的换向已成为一大难题，并且需要碳刷和滑环，存在碳刷磨损和碳刷粉末玷污线圈绝缘和其它零部件问题。随着半导体技术的发展，出现了一种新型的非常有发展前途的无刷励磁方式，推动了无刷励磁发电机的发展。

2.2 无刷同步发电机的结构特点

无刷同步发电机由主发电机(同步发电机)，交流励磁机，旋转整流器等主要部分组成，主发电机转子、励磁机电枢和旋转整流器都装在同一轴上一起旋转，励磁机磁极固定在定子内侧。主发电机结构大同小异，都是转场式的，有隐极和凸极两种，交流励磁机为转枢式的。同步发电机由有刷进化到无刷化主要是有了交流励磁机和旋转整流器。近代同步发电机为了获得高质量的电气性能，均配备了自动电压调整装置，组成了自励恒压式同步发电机。无刷发电机也不例外，也配有自动电压调装置。 总体来说无刷发电机结构由以下五个部分组成：

1． 2．

主发电机：是隐极转场式发电机或凸极转场式发电机。

交流励磁机：是一种电枢式三相交流同步发电机，即定子为凸极或隐极励磁磁极，转子为电枢。 3．

永磁发电机：作为副励磁用，是旋转磁场式结构，转子为永久磁铁磁极，定子为电枢。但在一般的中小型无刷同步发电机中，该环节省略不用，而以在主机定子中的辅助绕组或主机定子绕组抽头来代替。 4．

旋转整流器：是一个随发电机主磁场和交流发电机电枢一起旋转的圆盘体，其上装有旋转型整流二极管（或晶闸管）及其附属保护元件。

13

5．

自动电压调节器：是一个电子元件式的电压自动控制装置。

2.2.1 交流励磁机

交流励磁机是一台旋转电枢式的三相交流同步发电机，即定子为凸极或隐极励磁磁极，转子为电枢。旋转电枢的交流输出接到旋转整流桥进行整流，把直流电直接引入发电机的转子绕组。电枢铁心用优质的电工硅钢片冲制后，紧密迭压在电枢支架上，然后再热套到轴上，电枢绕组端部用玻璃钢绑扎，以便能承受高速旋转下的离心力。磁极用特殊硅钢片组成，具有适当的磁能积，以保证交流发电机能自立建压，为主发电机提供励磁电流。交流励磁机—般依靠自己的剩磁建压，有时为了提高起励的可靠性，不仅在 励磁回路中采取起励措施，而且还在交流励磁机的定子磁极极靴安放小块永久磁铁加以励磁。为了提高励磁系统的反应速度，交流励磁机的频率一般比主发电机的高，可高达数百赫兹，故交流励磁机的极数比主发电机的多，但最好不成简单的整数倍。

2.2.2 旋转整流器

旋转整流器由半导体旋转整流二极管、快速熔断器、过电压保护器等组成。 快速熔断器作为过电流或短路保护串联于每个二极管支路，浪涌抑制器或压敏电阻并联于旋转整流装置的直流侧两端可以吸收瞬时过电压，作过电压保护。旋转整流器与主发电机转子也是同轴安装，整流电路(单相、三相)应与交流励磁机的相数相同，可以是全桥整流式或半桥整流式，旋转整流器的输入端(交流侧)接交流励磁机的输出端，其输出端(直流侧)通过转轴中心的轴孔与主发电机的转子励磁绕组相连，供给主发电机励磁。原理图如图2.2所示[12]。

图2.1 无刷同步发电机接线原理图

1定子出线端 2主机定子 3主机转子 4压敏电阻

5旋转整流器 6励磁机转子 7励磁机定子 8调压器连接端子

旋转整流器不仅工作在高速、高温和有振动的场合，而且还承受过流过压冲击的可能，是电机故障率较高的部件，因为在电机受到外界干扰时，尽管由负载电流产生的定子旋转磁场与转子绕组间无相对运动，但随着定子磁场幅值的突变，在转子绕组中便会感应出变压器电势；而当电机负载不对称时，定子绕组中将会流过负序电流，这个负序

14

电流所产生的负序磁场对转子有两倍同步转速的相对速度，将在转子磁场绕组中感应出旋转电势；异相合闸常发生在同步设备检修后，因电压互感器一相错误连接而造成，当发电机电压与系统电压之间的相位角为60度合闸时，会导致很高的转子电压，在非对称短路或并网的误操作过程中，上述旋转电势和变压器电势将可能于某一瞬间同时产生，这两个瞬时电势加上交流励磁机电枢输送给旋转整流器的电势，再和主发电机转子磁场绕组中原有的电流相迭加(转子磁场绕组是感性元件)，共同作用于旋转整流二极管，可使导通的二极管流过很大的正向电流，也可能使截止二进极管承受很制高的反向电压，将可能损坏二极管，在气隙较小、阻尼不良或没有阻尼的凸极同步发电机中，这一现象更为突击。若交流励磁机的极对数是主发电机的极对数的整数倍，当发电机三相对称短路时，转子线圈中的感应电流也将流过正在导通的二极管，使二极管受损。基于以上分析，必须采取适当的措施来预防可能发生的故障：在转子磁极表面上装有阻尼绕组，以改善动态性能；交流励磁机的极对数和主发电机的极对数不成整数倍；对旋转二极管采取过压和过流保护；选择旋转二极管额定容量时留有较大裕量。因此，旋转整流装置在安装方式、绝缘方式、振动、热容量等方面须经过精心设计、制造和严格的振动、超速、高温等试验，使其具有很高的可靠性，整流桥输出侧装有压敏电阻，以防发电机磁场绕组出现过电压时损坏整流二极管，而熔断器则作为过流或短路保扩串联于每个二极管支路，万—整流管出现故障，则与之串联的快速熔断器可保证其自动断开，从而防止励磁机局部严重超载过热；整流桥和励磁机的设计容量应考虑即使在一个整流管断开的情况下，仍能为发电机提供励磁电流，则发电机仍可带病轻载运行而不会出现故障扩大现象。若在控制系统中配以适当的故障监测装置．则可以在最合适的时刻停车和排出故障。

2.2.3 交流励磁机和旋转整流器的安装

把交流励磁机和旋转整流器装在主发电机非传动端的外侧，从转轴中心打孔，用导线穿过轴孔，将整流器整流后的直流电输送到主发电机转子的励磁绕组，这样可以给旋转整流装置的检修，维护带来方便，使二极管和熔断器的更换比较容易，提高运行的可靠性。

2.3 交流励磁机的电压响应特性

在评价无刷励磁系统大信号暂态响应特性时，涉及到励磁系统的励磁电压响应特性。对于无刷励磁系统，其励磁电压响应特性与交流励磁机的特性密切相关，在本节中将对在不同工作状态下的交流励磁机的励磁电压响应特性作一叙述。

15

交流励磁机电压响应包括以下三种情况：

2.3.1 空载励磁电压响应

当交流励磁机输出端开路不接任何负载时，其电枢回路中不存在电枢反应电压降。当在交流励磁机励磁绕组侧供给强行励磁电压时，交流励磁机端输出电压的变化速率与交流励磁机空载时间常数有关，因空载时交流励磁机具有最大时间常数值，故由此状态所确定的励磁电压响应比偏低。

2.3.2 负载励磁电压响应

如令空载时交流励磁机的时间常数为Td0e，则在负载时相应的时间常数为：

2reXdXeXqXeKTed0 (2.1) TeTd0e2reXdXeXqXe式中 Td0e－交流励磁机空载时间常数

Xd、Xd－交流励磁机纵轴同步和瞬变电抗

re、Xe－由交流励磁机负载功率因数所决定的等效有功及无功分量 reZecosn1,XeZesi1 (2.2) Ze－交流励磁机负载阻抗，以标么值表示Ze=1；

通常，励磁机负载时间常数较空载时的相应值小1/2左右，即K≈0.5。

由于交流励磁机的负载为主发电机的励磁绕组，主机的时间常数比交流励磁机的时间常数大一个数量级，这一差别决定了负载时励磁电压响应的特征，使强行励磁暂态过程大致分为如下两个过程：

在第一阶段，具有较小时间常数的交流励磁机，其励磁电流较快达到顶值。交流励磁机电压亦同时达到顶值。在此过程中，具有较大时间常数的发电机励磁绕组回路中的电流仍近似地维持原来电流不变，使励磁电压存在超调。相应的励磁电压上升段称为恒定电流特性曲线段。

在第二阶段，发电机励磁电流开始增长，由于电枢反应，励磁机的电压由定电流特性曲线的最大顶值电压开始下降，最终达到稳定值。

第一阶段延续时间不长，决定于交流励磁机的时间常数。第二阶段持续时间较长，决定于发电机励磁绕组时间常数。实际上，在交流励磁机电压达顶值前的第一阶段中，发电机的励磁电流仍有一定程度的上升。当发电机励磁绕组的时间常数较小时，发电机的励磁电流随励磁电压成比例地上升，相应特性称为恒值电阻特性。

2.3.3 发电机三相短路的励磁电压

当发电机突然三相短路时，在其转子励磁绕组中将引起自由分量电流。当此电流流

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过整流器及交流励磁机电枢时，等效换相电压增加，使发电机励磁电压瞬时降落，交流励磁机的励磁电压响应有所下降。

综上所述，在二极管无刷励磁系统中，交流励磁机的励磁电压响应特性随运行方式的不同而有很大的差异，由此看出，以发电机短路时的励磁电压响应为最低，以恒流特性条件下的励磁电压响应为最高。

2.4 无刷同步发电机的工作原理

当原动机拖动主发电机旋转时，交流励磁机的电枢绕组首先将切割剩磁自励发出交流电，然后经旋转整流器变成直流电后进入主发电机转子绕组以励磁。这时主发电机的输出端有电压。励磁电源取自发电机输出端电压，称这种为自励恒压发电机。只要调节交流励磁机的励磁电流，就可以改变主发电机的励磁电流，从而控制主发电机的输出端电压，依靠连接于主发电机输出端和交流励磁机定子磁场绕组之间的自动电压调节器就可以稳定主发电机的端电压。

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NUVWA1T2T1V1R1`G1-3L1F1`F2G2G1V2G1具有可控硅电压调节器的相复励励磁系统 A1、电压调节器 C1-3、电容器 G1、主电机 G2、励磁机 、电抗器 R1、串联电阻器 T1、压降补偿电流互感器 T2、整流变压器 V1、静止整流器 V2、旋转整流

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G2

L1

第3章 总体方案设计

无刷同步发电机主要由主发电机、交流励磁机、旋转整流器组成。此外，还有自动电压调节器和用以提供励磁机励磁的副励磁部分。主发电机转子、励磁机电枢和旋转整流器装在同一转轴上，励磁机磁极固定在定子内侧，主发电机和一般小型凸极发电机结构完全相同。

同步发电机并列运行的必要条件是建立一定的电压和转速，由于系统有功和无功负荷是随机变化的，为保证系统电压质量，励磁机的设计必须做到能满足系统对励磁机强励能力的要求，并且当系统瞬态干扰直接作用于发电机时，励磁机应在电流为额定值时能提供顶值电压，该类系统干扰通常不超过20s，并且还不到20s时，就会有相应的保护装置动作使发电机解列。励磁系统应能承受这种工况，且要求具备快速反应能力。为适应这种情况，励磁机要具有较高的顶值电压。它是励磁系统强励能力的指标。交流励磁机是他励式静止整流器励磁系统的供电电源，运行时端电压是非恒定的，其输出电流经硅整流后供给主发电机励磁，而借相应反馈信号改变其端电压以实现主发电机的励调节。其电磁过程有以下主要特点:(1)主机励磁绕组的大电感倾向于阻止其输入电流呈明显波动，这使得励磁机电枢输出电流的波形成为近似平顶波，因此含有较大的高次谐波分量；（2）电枢电感 L的存在使得电流不可能从一相瞬时换到另一相，因而形成重叠角，电抗Xkl称为换相电抗，考虑到换相是在数分之一周期内完成的，可以认为换相电

XdX2抗近似等于励磁机的超瞬态电抗Xd或

2；（3）每个周期由6个换相期和

其间的导通期组成，在换相期内交流励磁机处于二相短路状态，由二相共同担负负载电流；（4）由于换相的影响，电枢磁动势的相位有跃变现象。交流励磁机的性能参数对励磁系统性能有很大影响。国标规定励磁系统的顶值电压倍数不小于1上倍，电压反应速度不小于2倍／秒。设计时应注意满足励磁系统对其提出的强励、高反应速度及高可靠性的要求，因而要有一些特殊考虑。

交流励磁机为转枢式的小型凸极发电机，电枢铁心用优质电工钢片冲制后，紧密迭压在电枢支架上，然后热套到转轴上，电枢绕组端部用玻璃钢绑扎，以承受高速旋转下的离心力，定子磁极用特殊钢片组成，具有一定的磁积能，保证交流发电机能自立建压。为提高励磁系统的反应速度，交流励磁机的频率一般比主发电机要高，故交流励磁机的极数比主发电机要多，本设计取励磁机的极数为8 极，频率为133HZ。交流励磁机的

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励磁功率由主绕组提供，交流发电机依靠自己的剩磁建压。

旋转整流器与主发电机和转子同轴安装，它由半导体旋转整流二极管、快速熔断器、过电压保护等部分组成。它是实现无刷励磁的关键部件，它的作用相当于直流励磁机的换向器机构。因此，旋转整流器的设计也是无刷励磁系统设计中的最重要的部分之一。然而，旋转整流器不仅工作在高速、高温和有振动的场合，而且还承受过流过压的可能，是电机故障率较高的部件。所以，要对旋转整流器采取有效的保护措施。如采用压敏电阻并联于旋转整流装置的直流侧两端以吸收瞬时过电压，作电压保护。而熔断器则作为过流或短路保护串联于每个二极管支路。同时，在选择二极管额定容量时应留有较大的裕量。

无刷励磁交流同步发电机的工作原理可简述如下：当原动机带动转子旋转时，永磁发电机的电枢切割其转子磁场发电（或辅助绕组切割主机剩磁磁场发电），经自动电压调节器控制后送给交流励磁机的定子磁场去励磁，交流励磁机的转子电枢切割该磁场发出三相交流电，其输出经旋转整流器整流后送给主发电机转子磁场励磁，而主机定子三相电枢绕组则切割主磁场发出三相电能。在无刷发电机的整个机电能量变换过程中，均无滑动接触的导电过程，实现了无刷化。

A45321BC67 3.1 无刷励磁系统工作原理图

1.主发电机电枢 2.主发电机磁场 3.过电压保护 4.旋转整流器 5.交流励磁机电枢 6.交流励磁机磁场 7.自动电压调节器

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第4章 方案实体设计

4.1 交流励磁机的电磁设计

4.1.1 磁路设计思想

交流励磁机是一个旋转电枢式交流同步发电机，但由于它的工作特点和负载特殊性使它与一般交流同步发电机的设计大不一样。

一般同步发电机在允许负载范围内变化时，其输出电压都要求维持不变，但交流励磁机输出电压随主发电机负载及工作温度变化而大幅度变化，相应交流励磁机的感应电势也应是大幅度变化。因此为满足发电机的最大强励要求，交流励磁机的磁路尺寸必须根据主发电机的最大端电压Umax来设计，使它与相应的励磁机最大相电势的磁路工作在空载特性的屈膝部。所以相应于交流励磁机额定工作状态的磁路点必然处在线性部分，即交流励磁机的额定工作状态时的磁密要取得很低。所以交流励磁机磁性材料的利用率极低，同容量的交流励磁机的体积远比一般同步发电机大，重量也重。

由于交流励磁机的电枢绕组是一个经过旋转整流器大电感，加之由于励磁机的电枢绕组内电抗的存在，使旋转整流器换相时，电流不能突变，产生了换相角，因此有独特的电压变比和电流变比，并且是换向角的函数。其电压变比Ku和电流变比KI公式如下：

KuUd1cos2.34 (4.1) E2KIIId2sin(2cos)12cos13 (4.2) 2321cos式中 Ud－整流桥输出直流电压；

Id－整流桥输出直流电流； E－励磁机电枢相电压； I－励磁机电枢相电流

而且使交流励磁机相电流波形与正弦波相差很大，所以，交流励磁机的计算主要应解决以下两个问题：（1）如何根据主发电机给定的直流励磁电压和直流励磁电流，计算出交流励磁机的输出交流相电势E、相电流I、及励磁机的容量P；（2）如何计算交流励磁机的电枢反应、功率因数cosφ及所需的励磁磁势。

国标规定:励磁系统的顶值电压倍数不小于1.8倍，电压反应速度不小于2倍/S。设计时应注意满足励磁系统对其提出的强励、高反应速度及高可靠性的要求，因而要有一

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些特殊考虑。

1、为提高励磁系统反应的快速性，交流励磁机励磁绕组的时间常数应尽量小。为此，交流励磁机转子铁心一般采用迭片式结构，以增大转子铁心涡流电阻，减小磁路内涡流阻尼作用及转子附加铁损。

2、为保证励磁系统的2.0倍顶值电压倍数的要求，通常励磁机应设计得使其负载特性直到额定工况时仍保持线性，为此一般选取空载气隙磁通密度B:要在0.4T左右电枢选用磁化特性较好的硅钢片，且要将电枢磁通密度控制在该硅钢片磁化曲线的直线区域。

3、电压增长速度一般选取在2.0倍/S以上。

4、为满足电压增长速度一般要在2.0倍/S以上的要求和改善电压突然增长的瞬变特性，提高电压增长速度，对影响交流励磁机饱和程度的电机参数一短路比应尽量选得小一些，通常为0.5左右，同时还可以降低交流励磁机的造价。

5、为减小换相压降，换相角最好选取在30°～40°之间，这样要求换相电抗在0.2左右。

6、为减小交流励磁机定子线棒内频率较高的非正弦波电流产生的附加损耗和趋表效应，定子线圈采用多股扁导线换位编织线棒。

7、为提高交流励磁机定子绕组的可靠性，当主机转子绕组过电压时，励磁机定子绝缘不受破坏，励磁机定子绕组绝缘应与主发电机转子绝缘等级相同。

8、由于电压、电流中含有较多的高次谐波分量，其大小与重叠角有关，为此要对由谐波电流所引起的损耗增大情况及其对励磁机的温升的影响进行必要的分析计算。

9、一般同步发电机在允许负载范围内变化时，其输出电压都要求维持不变。但交流励磁机的输出电压岁主发电机负载及工作温度变化而大幅度变化着，相应交流励磁机的感应电动势应是大幅度变化的。这是交流励磁机的负载特点。

10、因此为满足主发电机的最大强励要求，交流励磁机的磁路尺寸就必须根据Ujmax来设计，使与此相应的最大相电势Emax的磁路工作电处在空载特性的屈部。这样，相应与交流励磁机额定工作状态的磁路工作点就必须处在线性部分，即交流励磁机磁性材料的利用率极低，同容量的交流励磁机的体积远比一般同步发电机大，重量也重。

11、交流励磁机的电枢反应由于交流励磁机的负载是一个大电感（主机的磁场绕组），能使直流输出电流Id保持恒定，加之由于换相角的存在，结果使交流励磁机相电流波形与正 波相差很大。在计算电枢反应时，应首先算出基波电流，然后再计算出电枢反应磁势。

12、为了改善无刷发电机的动态特性，交流励磁机设计时，必须注意尽量选用较小

22

的短路比（大约为0.3—0.5左右）以提高励磁机励磁电流的瞬时灵敏度，缩短励磁机的时间长数。较小的短路比，能使交流励磁机设计得经济些，缩小体积，减轻重量。其次短路比小，Xd大，这样，在旋转整流器的整流管出现短路故障情况下，可使短路电流不致过大，对其他整流管就起到了保护作用。

13、由于交流励磁机的电枢绕组是一个经过旋转整流器大电感，加之由于励磁机的电枢绕组内电抗的存在，使旋转整流器换相时，电流不能突变，产生了换相角，因此有独特的电压变比和电流变比，而且使交流励磁机相电流波形与正弦波相差很大，所以，交流励磁机的计算主要应解决以下两个问题：（1）如何根据主发电机给定的直流励磁电压和直流励磁电流，计算出交流励磁机的输出交流相电势、相电流、及励磁机的容量；（2）如何计算交流励磁机的电枢反应、功率因数及所需的励磁磁势。

以上介绍了励磁机电磁设计的特殊性，其基本的设计思路和步骤和一般的小型凸极同步发电机相同，其计算程序包括：励磁机的容量计算，电机主要尺寸的确定，定转子槽数及槽结构的确定，绕组设计，磁极结构和形状的选择，磁路计算，稳态参数的计算，损耗和频率的计算，瞬态参数的计算。

4.1.2 性能调整

当初步确定各尺寸后，就可按公式核算，核算后有些参数、性能、温升等可能不和要求，需要进行调整，下面分别介绍之：

1、定子温升：如定子温升过高，一般可调整下列数据。

（1） 降低J1，一般可加厚铜线，铜线加厚引起槽高加深，轭高降低，有时为

了保持BC在一定水平上，可以减少Di1。

（2） 降低A（因而需要加大l），在槽形不变时，J1及AJ1皆降低，（J1比A

成正比下降，AJ1与A2成正比下降），但改变A后，要影响性能。 （3） 加大hS/bS（需增大q值）。

2、转子温升：如转子温升过高，则可加大hm或bm，但需注意线圈在极间不 ，（一

1般应留以10mm间隙），一般加大hm效果较好，因为cu2，而cu2与be仅成一次方

be1关系（cu2）。但如hm已等于h2/3，线圈极间也相 而温升仍高时，则在转子中已

be无法解决cu2高的问题了。此时需降低A及B，因而需加大l或（但要注意性能仍要符合要求）或加大定子外径。

4.2 旋转整流器的设计

旋转整流器是无刷发电机的重要部件，整流管的可靠性直接影响发电机的运行。 整流线路的选择，在主机参数不变的情况下选用半波或全波线路各有优缺点，应根

23

据具体情况来决定。

（1） 三相全波线路功率因数较高，cos0.995；三相半波线路功率因数低，

cos0.827。另外，三相全波整流效率高，交流励磁机可设计的经济些。

（2） 三相全波动态较好。

（3） 三相半波时，每个桥臂串接的整流器少，起励比较容易。但每个元件上承

受的反向电压比全波时高一倍。

（4） 三相全波要用6个旋转整流器，是半波线路的两倍。元件愈多，故障愈多，

故可靠性比半波时差，且结构复杂，连线多。

（5） 若充分利用旋转整流器位置，可采用双路并联的三相半波整流电路，其可

靠性可大为提高。

一般说来，对小容量的电机，为了追求结构紧凑，简单可靠，以选择三相半波整流线路为宜。对于较大容量电机或为了获得较好的动态性能，以选择三相全波整流线路较好。故本设计先用三相全波线路。

旋转整流管采用模块结构，它将一个桥臂做成一个模块，一个完整的整流桥由四个桥臂组成，其中三个桥臂组成三相整流桥，另一个桥臂是压敏电阻，对整流桥进行保护，每个桥臂用螺钉直接固定到转轴上。

4.2.1 旋转整流桥元件的选用

无刷电机的整流元件必须是能耐受强大的离心力，耐受机械振动的旋转元件。要求它有极高的可靠性，在承受机械应力的情况下能保持良好的电气性能。因此，旋转整流元件除了元件制造厂在出厂前应进行严格筛选外，电机制造厂在使用前，对其能否经受离心力、振动力以及热容量是否足够，也要经过超速、振动和温升试验的严格挑选。

元件的筛选、老化试验项目有： （1） 长期静压试验； （2） 短时加压试验； （3） 旋转与振动试验。

上述试验还需分带电与不带电二种工况进行。

对旋转整流器元件的电气参数的选择，即要考虑稳定运行工况，也要考虑各种最恶劣的瞬时状态。例如，起动较大容量民步电动机或主发电机产生突然短路等工况。因此选用二极管时要有足够的裕度。一般二极管电流容量的选择可为每个桥臂流过的工作电流的三倍。

1）、旋转二极管的电流

Id0.367KIIfN2.50.3674440.37A (4.3)

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K为安全系数，K2~4,取K2.5，I为额定励磁电流，因此可选IIIfN 电流为40安的整流管 2）、旋转二极管的电压

U21.110U21.110106.72347.4VRRMfN (4.4)

UfN 为额定励磁电压

因此可选耐压比2347.4V大的二极管

4.2.2.旋转整流元件的安装方式

旋转整流元件的安装与接线必须考虑旋转的要求。目前旋转整流元件的安装方式共有两种：一种是径向安装方式，它又分为受压应力和受拉应力二类；另一种为轴向安装方式，旋转二极管受剪应力。各种安装方式各有优缺点，受压应力方式比较合理，但结构比较复杂。受剪应力工作方式工作似较恶劣，但结构简单，容易维修。目前在一般小型无刷发电机中，采用轴向安装方式的较多，它结构紧凑，易于安放保护电路。本次设计选用轴向安装。

4.2.3 旋转整流器的保护措施

由于对运行中的旋转整流器的工作状态不易监视与检测，故必须对整流桥中的旋转二极管采取适当的保护措施。以确保整流桥的可靠性。通常保护措施有两类，一类为过流保护，可采用快速熔断器等元件进行保护。另一类为过压保护，多采取硅堆、非线性压敏电阻或线绕电阻等元件进行保护。但在中、小型无刷发电机中，为了结构上的简便和提高机械上的可靠性，通常对过流保护是适当增大整流元件的电流容量而不采用复杂的过流保护措施。至于过压保护，则通常只在直流侧并一个非线性压敏电阻，有时并一个线绕电阻。

线绕电阻的安装方法是采用康铜丝或镍铬电阻丝绕制在旋转整流器装置圆盘之外圆上的槽内，这种布置方式的优点是易于散热，具有良好的运行可靠性和机械平衡性。

一般认为，保护电阻的选择，应以电阻中流过的电流大于整流元件的漏电流为宜。据此，保护电阻的阻值均在数千欧以上。但从保护效果来看，保护电阻应越小越好。但这样一来，将会使励磁机的励磁功率增加很多，同时也将会影响到无刷发电机整机的动态性能。根据日本西芝电机公司的经验，保护电阻阻值宜于选择为主发电机磁场电阻的30～60倍。

本设计采用压敏电阻对整流管进行保护，压敏电阻的选择，可取为额定励磁电压的4～5倍，便可将过电压水平限制在额定励磁电压的4～5倍的范围内。

25

4.3 电磁计算

无刷励磁机是励磁系统的一部分，有顶值电压和电压增长速度的要求。因此，无刷励磁机有它自己的电磁特点。电磁设计参考《中小型同步发电机励磁系统的分析与设计》一书的无刷励磁电磁设计程序。无刷励磁机顶值电压应为额定电压的1.8倍以上，为此，齿部磁通密度应为饱和时的50％，电流密度应为正常时的50％。 电机的电抗和漏抗对换向角的影响很大，所以，在设计计算时，要选择—个合适的电抗和漏抗值，以得到最佳的换弧角，使旋转整流盘处于最佳工作状态。提高电压增长速度，可从励磁机方面考虑，也可从励磁系统励磁调节器方面来考虑。从励磁机方面考虑，要求磁场电感小，时间常数小。本次设计为无刷同步发电机交流励磁机，极数为8极，下面对电磁计算作简要说明：

4.3.1 技术参数的确定

按设计任务书的要求，在性能指标方面要求：有良好的动态性能，短路比要求较小。 频率约为主机频率的3～4倍。

4.3.2 励磁机容量的确定

先假设换向角为40°，求出相电压和相电流的有效值，再求出视在功率。

4.3.3 主要尺寸的确定

根据P与N，结合励磁机的设计特点，选取电磁负荷A、B，带入电机主要尺寸关系式求出D2lef，再选用适当的求出D和lef。

4.3.4 定子绕组与铁心的设计

本设计采用的是△接法，绕组系数为Kdp1Kd1Kp1，其中分布系数

Kd1q12 (4.5) q1sin2sin。电流密度的选择对电机的性能及成本影响很大，所以必须2全面考虑电机的具体情况。工厂中常用控制A和J1的乘积来控制电机的温升。

短距系数Kp1sin4.3.5 转子绕组与铁心的设计

转子与定子之间有明确的配合称为槽配合，只要满足要求就行，槽配合的选用对电机参数的影响《电机设计》中有讲解。

4.3.6 定、转子槽形尺寸的确定

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1）定子：

在极数、相数既定的情况下，定子的槽数决定于每极每相槽数Q1。Q1值的大小对电机的参数、附加损耗、温升及绝缘材料消耗量等都有影响。由于半闭口槽可以减少铁心表面损耗和齿内脉振损耗，并使有效气隙长度减小，功率因数得到改善。故本设计采用半闭口梨形槽：定子齿宽

tBbt11 (4.6)

KFeBt1Di1t1为定子齿距，，KFe为铁心叠压系数，对于厚0.5㎜的硅钢片，t1KFe0.92Z1（涂漆），Bi1为定子齿磁密。定子轭部计算高度

pBhj1 (4.7)

2KFeBj1式中 Bj1为定子轭部磁密，p为计算极弧系数，可取为0.68。槽口尺寸主要由电气性能、冲模制造、冲压和下线工艺等因数决定。

2）转子：

转子槽形选用半闭口的平行槽，转子电流为

m1N1Kdp1 I2KII1m2N2Kdp23N1Kdp1 KII1 (4.8)

Z2I槽形和槽面积确定后，可进一步确定转子槽的具体尺寸，AB2为导条的截面积。

JB其方法与确定定子槽形的方法相似。

4.3.7 槽绝缘的确定

按《电机设计》附录三，槽绝缘采用DMD复合绝缘，槽绝缘厚i0.4mm，槽契厚h3.2mm，层间绝缘h10.5mm

4.3.8 磁路计算

磁路计算包括空气隙、定子齿、转子齿、定子轭、转子轭的计算，按电磁程序逐步进行计算。

4.3.9 稳态参数（漏磁）的确定

通过电机主极极身的磁通m包括穿过空气隙的主磁通和不穿过空气隙而在极间

空间闭合的漏磁通两部分。1为磁极漏磁系数。可先求出漏磁通，再用正式

近似求出后，即可计算。

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1.1pmFij (4.9)

式中FijFFiFj1为产生漏磁通的磁势。

4.3.10电枢反应磁势和功率因数角的确定

因为电流波形为非正弦,先要计算出基波有效值,才能计算电枢反应磁势,并假定 在负载时维持不变以简化计算。每相电流的交轴分量

2Iqsin1cos40Id0.6885Id (4.10)

3每相电流的直轴分量

2sin22 (4.11) Idsin32(1cos)功率因数角

Iarctgdd (4.12)

IqIdd电枢电流的有效值

IaIqId (4.13)

22

直轴电枢反应磁势FadkadFa ，FaqkadFa。

4.3.11 主机满（空）载时励磁电流的计算

主机空载时交流励磁机励磁电流 ：If主机负载时交流励磁机励磁电流：If0

FBBH (4.14) WfFBB0 (4.15 ) Wf4.3.12 瞬态参数

hpm2hh0.5bmm (4.16) m3akmap4LmIdx'c31Ud2nu 换相角 arccos (4.17)

Idx'c31Ud2nu

fs4.3.13损耗与效率

电机的损耗有空载和负载损耗，其中又可以分为好几种。按《电机设计》书中所述，转子轭中的损耗系数：

phejp10/50Bj22f (4.18) 5021.3转子齿部的损耗系数phejp10/50Bt2f (4.19) 50 28

1.3 转子铁耗pFektphetGtkjsphejGjs (4.20) 转子绕组铜耗pcu2mINRa(75) (4.21) 励磁损耗： pcuf2IfNRf(75)0.6IfN3 (4.22)

344D10机械损耗 pemc (4.23) 1p0.012PN附加损耗： pad (4.24)

cos总损耗：ppFepcu2pcufpmecpad (4.25)

p效率：1PpN100% (4.26) 4.3.14温升估算

在电机的温升计算中，最主要的是绕组和铁心的温升。其计算按电磁程序进行。

4.4 无刷交流励磁机的设计程序

4.4.1 主要数据

1﹑主发电机的励磁电压 满载：Ud92V

2﹑主发电机的励磁电流

满载：Id53.2A

3﹑额定转速

nN100r0 /min 4﹑相数 m=3 5﹑极对数

60f601338 pn10006﹑频率

f133Hz

4.4.2 交流励磁机容量

先假设一换相角 ，对三相整流可设≈40° 7、交流励磁机相电势有效值

2(Ud2u)2(9220.5)满载：E44.76V 2.34(1cos)2.34(1cos40)u为整流器正向压降，取0.5V

8、交流励磁机相电流有效值

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满载：IHIdH213()53.20.816130.029541.48A 式中 32cossin12cos21cos2

9、交流励磁机视在功率

PS3EI344.7241.485565VA

4.4.3

主要尺寸及电枢绕组

10、转子铁心外径

初选68,Kp0.NM1.1,Kdp0.96,A16400Am（电机设计图B0.4T （电机设计表10-4）

V6.11P

pKNMKdpABn6.10.681.10.9615565164000.41000

0.0067m3

取1，则得转子铁心外径（转枢式）

D32PV3160.0069210.324m

D2偏小，重取A15000Am，得V＝0.007544m3

D20.337m

11、铁心的有效长度

lV0.007544efD20.066m 取铁心长lt0.060m 20.3372 12、转子内径 Di2108mm 13、气隙

 取2mm

14、定子内径

Di1D22(3374)1030.341m

根据标准直径最后确定定子外径D2=0.527m

15、极距

 Di12p0.3411667mm

16、定子铁心净长

lFeKFelt0.920.0600.0552m

30

）10-2

17、铁心等效长

leflt20.0620.0020.064m 18、每极每相槽数

5 q

419、总槽数

Z2mq238560 420、槽节距

Y1~3 ; Ymq35340.8

21、绕组分布系数

sin(/2m)sin(/23)0.957 Kq1Nsin( /2mN)5sin( /235)sin0.40.95 绕组短距系数 Kd1sin222、绕组系数

Kdp1Kq1Kd10.9570.950.91 23、气隙极距比

0.0020.03 0.06724、并联支路数 a2

25、每相串联导体数

cos' D2A' N' 1200

m1I/325、每槽导体数

m1a1N' 120 N'S16026、每根导体并绕根数 Nt13

27、每相串联导体数

NZ2060 N1s11 200

m1a13228、绕组线规设计

初选转子电密J1'3.2A/mm2,，计算导线并绕根数和每根导体截面积的乘积 Nt1Ac1'I1'41.485.36mm2，线径d11.60mm，绝缘后直径 a1J1'23.231

d1.600.091.69mm，截面积Ac12.242mm2，Nt1Ac1'6.726mm2

29、设计转子槽形

转子采用梨形槽，初步取Bt10.95T，估计定子齿宽 bt1'60Z8.06mm

''0.920.95KFeBt1KFeBt1初步取Bj10.8T，估计定子轭部计算高度

t1B'D2B'3370.4hj1'p'B'2KFeBj166.140.680.424mm

20.920.8槽形尺寸参考类似产品，尺寸如下：

ho21.27 h121.466 h2230 b024.77 b129.85 b226.5

30、槽满率的计算

槽面积： Asb22b126.59.85h2230252.75mm2 22槽绝缘厚i0.4mm，槽契厚h3.2mm，层间绝缘h10.5mm，

槽有效面积：

AefAsAiAj252.7526.842.1221.74mm2

Nt1Ns1d23201.692100%77.3% 槽满率 SfAef221.74 其中：Ai为槽绝缘面积，Ai0.4(2307)26.8mm2

79.850.54.21mm2 Aj为层间绝缘面积，Aj231、电枢绕组尺寸

32

y[D22(ho2h12)h22]2P[3372(1.271.466)30]160.8

47.54mmc47.5427.4mm 2cos2cos30fdcsin27.4sin3013.7mm

.y d30 mm lmm Bl12c60230120电枢绕组半匝长 lcplB2c8022.74134.8mm 转子绕组电阻：

0.027134.8 200103Ra0.048aNt1Ac126.03234.3* Ra0.048 0.031851.8.lcpN1

4.4.4磁路计算

32、极弧系数 P0.73

33、每极磁通（满载时）

E44.720.000923Wb

21331.12000.912fKNKNMdp134、气隙磁通

B0.0009230.2870T i lt0.750.0670.06435、齿距

33

t2 D223376017.64mm

36、气隙磁密最大值的转子齿部磁密

lefBt0.06417.641030.2870 Bt20.7930T 3btKFelt7.402100.920.060bt D22(h02h12h22)3Z21(b12b22)b223

 3372(1.271.46630)32601(9.857)737.402mm37、转子轭部磁密

Bj22Aj20.00092324.5131030.1023T

Aj2KFelthj20.920.0681.7641034.513103m2

hj2D2Di2337108hs2(301.271.466)81.764mm 2238、气隙系数

K2

t2(4.440.75b02)t2(4.440.75b02)b02217.64(4.4420.754.77)217.64(4.4420.754.77)4.771.155

39、转子齿部磁路计算长度

lt2h12h221.4663031.466mm

40、转子轭部磁路计算长度

 (Di2hj2)(10881.76) lj218.62mm

2p216241、查表得

转子齿部磁场强度：Ht22.465A/cm 转子轭部磁场强度：Hj20.7846A/cm 42、气隙磁压降

FK B01.1550.28721030.4106527.60A

43、转子齿部磁压降

Ft2Ht2lt22.4653.1477.76A 44、转子轭部磁压降

34

Fj2Hj2lj20.78468.1766.41A

45、磁势和

FFFj2Ft2527.67.766.41541.77A

046、磁极铁心尺寸的确定

b2144.2 b1123.1 bm38

am24.8 hm43.2 bp41.5

bo125.4 ho11 h113.45

11(2ab)(267)6.67 33 l2602264 （每边2mm胶木板）

hpm

47．极靴漏磁导

l2hpm646.67p5.17hpm(5.176.67)101 bo125.413.2448.极身漏磁导

lh6443.2m2.62m2.1hm(2.62.143.2)101 am24.829.449.磁极漏磁导

1.1(pm)1.1(13.2429.4)46.9

50.每极漏磁通

62 Fa46.910541.77100.000254Wb 51．漏磁系数

35

10.00025411.275 p0.00092352.磁极极身磁通

mp0.0002540.0009230.001177Wb 53．磁极极身截面积

SmKFel1bm0.9260382230.1mm2

54．极身磁密

0.0011774 Bmm101040.528T

Sm22.3 查磁化曲线得 Hm1.636A

cm55．极身磁压降

FmHmhm1.6364.327.07A

56．定子轭部高度

hj111(D1Di1)hma(527341)4.326 2243.8mm 57．定子轭部截面积

2 Aj1KFel1hj10.9264.3824.18cm

58．定子轭部磁密

m0.0011770.2434T

42Aj1224.1810 查磁化曲线得 Hj11.067

Bj1 59．定子轭部磁路计算长度 Lj1(D1hj1)2P(52743.8)1694.83mm

60．定子轭部磁压降

Fj1Lj1Hj194.831.06710.12A

61．空载每极磁压降

FBFaFj1Fm541.7710.127.07558.96A

62．按以上方法计算空载特性：

电压标幺值U*0.6时，即Ud920.655.2V

36

空载特性如下表所示：

电压标幺值 0.3 相电压（V） 15.54 Fa（Wb） 160.45 0.000221 （Wb） （Wb） 0.000076 m（Wb） 0.0003531 FB（安匝） 165.69 If(Wf201匝)0.824

0.6 31.08 324.62 0.8 41.44 432.41 1.0 51.8 541.77 1.1 56.98 594.91 1.2 62.16 651.10 0.000554 0.00073 0.00092 0.00101 0.00110 0.000152 0.00020 0.00025 0.00027 0.00030 0.000706 0.00094 0.00117 0.00129 0.00142 335.38 1.669 447.17 2.225 558.96 2.781 613.96 3.055 670.10 3.334 4.4.5 稳态参数（漏磁）

63．转子槽比漏磁导

2h12(97)31ho2 s()L4bo2bo2b121630.811.2721.4661.35(90.87)() 44.774.779.85161.595 查表得  L1.35

64．转子绕组端部比漏磁导

0.3m0.3367 e(31)(30.81)0.42

64lef65、谐波比漏磁导 m367 hs20.060.5295

2  k1.155查表得：s0.06 66、每相槽漏抗

0.79fliNxs2p1001010021  se hq20.791336.420041.5950.420.5295 161001010050.374167、漏抗标幺值

x*sxsIN41.480.3740.247 6UN44.7268、相电抗标幺值

37

R

*a0.04841.480.0318 44.724.4.6电枢反应磁势和功率因数

因为电流波行为非正弦,先要计算出基波有效值,才能计算电枢反应磁势,并假定角在负载时维持不变以简化计算。

69、每相电流的交轴分量

21cos40Id0.688I5d 3 主机空载时： Iq00.688517.3611.95A2

Iqsin 主机满载时： IqH0.688553.230.294A 70.每相电流的直轴分量 主极满载时：

2sin22IddIdsin32(1cos)

253.2sin3sin(240.)240180 .2(1cos40)15.083主极空载时：

Iddo0.3428Ido0.342817.365.951

71.电枢电流的有效值

IaIq2Id2(30.294)2(15.083)233.84AIaoIao2Iddo2(11.952)2(5.951)213.352A

72.功率因数角

arctg

Idd15.083arctg26.47Iq30.294Iddo5.951arctg26.47Iqo11.952

oarctgcoscos26.470.895 sinsin26.470.446

cos 0cos26.470.895 sin 0sin26.470.44673.每极电枢反应磁势

0.45mIa1N1kdp0.45333.842000.91Fa519.66A2p16

0.45mIa0N1kdp0.45313.5322000.91Fa0207.8A2p1674.查图得

直轴电枢反应常数 kad0.891

38

交轴电枢反应常数 kaq0.505

75.直轴电枢反应磁势

满载：FadkadFa0.891519.66463.01A

FaqkadFa0.505519.66262.43A

空载：FadkadFa00.891207.8185.15A

Faq0kadFa00.505207.8104.94A

4.4.7主机满载时励磁机电流的计算

76.（1）额定满载时的电势

Ei1(R*ajx*s)(cosjsin)

1(0.0318j0.2476)(0.895j0.446)

1.157610.32 Ei1.157651.859.96V 空载时的电势

Ei01(R*ajx*s0)(cos0jsin0)

1(0.0318j0.2476)(0.895j0.446)

1.157610.32 Ei01.157620.5723.81V 查空载特性得满载和空载时的励磁电流

iBBH3.20A iBB01.28A

（2）从空载特性上查出励磁磁势

FEiH2013.2643.2安匝（满载： FBBH643.20.2074j）463.01（0.895j0.446）

1.13891002.24582011.28257.28安匝FEi0（空载： FBB0257.280.2074j）185.15（0.895j0.446）

1.1389400.865877.主机负载时交流励磁机励磁电流

F1002.24满载：IfBBH4.986A

Wf201F400.86空载：If0BB01.994A

Wf20178.励磁机励磁绕组电阻线规： QZ1.60/1.72 79．励磁绕组平均半匝长

lcf2l'mb'm4R (2RdB)2723520 (2520)362.4mm

39

b'mbmb28735,取l'm72mm，Rd'35mmdB20mm80.励磁绕组电阻

 2pwflcf0.02171620136.24Rf12.58100SB1001.602 4Rf12.58R*f8.33UN/IN44.72/41.4881.主机满载和空载励磁机励磁电压

满载：UfNIfNRf4.98612.5862.72V

空载：Uf0If0Rf1.99412.5825.08V 82.励磁绕组电密

满载：JfN

IfNSBIf0SB4.982空载：Jf0

41.9941.6022.48A/mm2

41.6020.992A/mm2

4.4.8瞬态参数

83.励磁绕组槽漏抗

fshpm2hm0.5bmhm3amap4Lm4.320.66724.320.54.04 33.5372.54461.31784.直轴电枢反应电抗标幺值

Fad463.01Xad*0.878

FF2527.6085.交轴电枢反应电抗标幺值

Faq262.43 Xaq*0.497

FF2527.686.励磁绕组电抗标幺值

Xf*

44KndKXad(11.6LefFfs)

0.8250.9820.878(11.66.4463.011.3179.231041.09887.励磁绕组漏抗

40

Xfs*Xf*Xad*1.0980.8780.22

88.直轴同步电抗

Xd*Xad*Xs*0.8780.24761.1256 89.交轴同步电抗

Xq*Xaq*Xs*0.4970.24760.7476 90.直轴瞬变电抗

Xq*91.超瞬变电抗

FaqFF1263.430.497

527.6011Xad*11Xfs*

Xd''*Xd'*Xs*

0.2476Xq''Xq'0.743110.8781.0980.497

92．短路比

kcFf0Fad257.280.556

463.0193．换相电抗

Xd''*Xa''*0.7430.497Xc*0.6222

U51.8Xc'dXc*0.620.936Id34.394．换相角

Idx'c3353.20.93611Ud2nuarccosarccos9220.539.8

Idx'c353.20.9363119220.5Ud2nu误差在允许的范围内

4.4.9损耗与效率

95．转子齿钢

GtZlFeh'sb1t()37.71036055.2103(301.4661.27)1037.71037.951036.637kg 41

b1t()31(9.857)77.95mm

396．转子轭钢片重

Gjs D2-hsDi2lFe7.710322226 33732.73610810107.99kg55.21037.7103

97．材料单位损耗

p10/502.5W/kg 98．转子轭中的损耗系数

phejp10/50Bj22f501.32.50.1023501.31.321330.093W/kg

99．转子齿部的损耗系数

phejp10/50Bt22f502.50.793050

1.321335.608W/kg

100．转子铁耗

pFektphetGtkjsphejGjs2.05.6086.6371.5107.990.093 89.51W式中 kt2.0,kjs1.5 101．转子绕组铜耗

pcu2mIN2Ra(75)334.320.048169.4W

102．励磁损耗

IfNRf(75)0.6IfN4.986212.580.64.986pcuf350.81 W

0.90103。机械损耗

pemc334444D100.52710108.47W p1833104．附加损耗

pad0.012PN0.012556575.37W

cos0.8486105．总损耗

ppFepcu2pcufpmecpad89.51169.4350.81108.4775.37 793.56W106．励磁发电机的负载有功功率

PNPscos55650.84864628.6W

42

107．效率

p1pPN793.56100%1100%85.36% .6793.564628108．励磁绕组时间常数

Td041.48xf44.720.07ms

2 fRf2 1330.12581.0981.3500.084ms

1.1256109．瞬变电流时间常数

TdTd0x'a/xd0.07110．负序电抗

x*2x*''dx*''q0.7430.4970.608

111．直流分量时间常数

Tax*22 fR*a0.6080.087ms

21338.33112．空载励磁持续短路电流倍数

fk0kc0.556

113．冲击短路电流倍数

1.051.05fy1.8*1.82.54

0.743x''d

4.4.10温升估算

(一) 定子绕组温升

114．单位表面绝缘热阻和

cbn(1Sf)dc1dc1bnSf10.0197dc1279.85(10.773)2.7479.851.241.1620.773 0.0140.019721.160.0012503.36式中：λ

1

为槽绝缘导热率，对聚脂薄膜青壳纸类型的绝缘结构参考数值为

0.0014(瓦/℃·厘米)；λ2为导线绝缘导热率，参考数值为0.0010(瓦/℃·厘米)。 bn为槽的平均宽

bnb1b279.85=8.425㎜ 22115．定子绕组有效长度的铜耗 lPcu1Pcu1(瓦)

lz

43

169.4103158.8KW0.060.064

式中：Pcu1为定子绕组铜耗。对A级绝缘取100℃时的铜耗。对E级绝缘取115℃时的铜耗、对B级绝缘取120℃时的铜耗。

116．定子槽周边长La

半闭口平底槽 La2hsb2

2309.85

69.85mm117．定子绕组有效部分绝缘温升

Pcu1z1 auDlLa158.810325.03.361.595 

0.3410.0669.85 =0.9533 (℃)

118．定子绕组有效部分热流密度Wa(瓦/℃·厘米2)

Pcu1PTPcPs WanT1dT1Dl1D =0.2752

式中：nT1、dT1为通风孔数及通风孔直径。

119．定子绕组有效部分铜温升

Wa a3310.110 =34.99℃ 120.定子绕组端部铜耗

 PculPcu1Pcu1

=223.67瓦

121.定子绕组端部热流密度

Pcul Wal22fdd1 =5.46瓦/℃·厘米2

122.定子绕组端部铜温升

Wal al 32.710.1105.46 

2.710.2516.22103 44

=378.78 ℃

123.定子绕组平均温升

anlallzl

aaulz0.953334.990.06378.780.0640.06

0.064 =41.46 ℃

（二）转枢式磁极绕组温升

124．励磁绕组外表面的散热高度hB

 hB35.35㎜

125.励磁绕组散热面积SB（厘米2）

SB2lmBhBbmlmhBp

235.3516125.57

1420.45126.励磁绕组铜耗 瓦

PcuBIBHRB

29.0426.47

528.74式中：RB对B级绝缘RBRB120

127．励磁绕组热流密度

PWBcuB

SB =0.3722瓦/℃·厘米2

128.励磁绕组导热系数kB

4d 圆线 kB0.02162

d2 =0.1142

式中：为导线的双面绝缘厚度。

129.励磁绕组的最大厚度bBmax bBmax15㎜

130.励磁绕组外层绝缘厚度min（毫米） min10.1

=1.1

注： 包括导线单边、外包绝缘厚度以及占空气隙厚度。 131.励磁绕组温升

45

lm2.8bBmaxmin BWB

0.8k0.04B0.00761.60.732.8151.10.62 0.3722

0.80.11420.040.00761.616.22 =51.034（℃）

46

结 束 语

本次毕业设计的课题涉及的知识面非常广，问题层出不穷。刚开始时确实遇到了很大阻碍，觉得无从下手，摸不着头绪。在大量地阅读参考资料和复习专业书以后，逐步对该课题内容有了认识，基本上掌握了交流励磁机的工作原理，设计思路，以及设计时应注意的各种问题。在这个基础上，初步定下了交流励磁机的设计方案，并确定了一套计算程序。经过几个星期的努力，完成了电磁计算，得出的各项指标均符合要求。这说明计算程序是可行的，设计思路也是基本正确的。

在毕业设计的过程中，解决了一个问题，往往同时又产生了新的问题，可以说整个毕业设计是在不断解决问题和制造问题的过程中进行的，问题的解决和问题的产生，都意味着设计又向前推进了一步。我认为搞毕业设计之前的准备工作非常重要，包括收集和整理有关资料和数据，大范围地阅读有关的参考书等等。如此，许多问题都可以在设计之前得到注重，并且整个设计方案的确立也应在准备阶段完成。这样可以避免盲目的计算，极大地提高工作效率，并且能够基本保证计算的准确性。其次，搞毕业设计心理素质也非常重要。设计时不但要认真仔细，还必须有极强的耐性。在繁复的计算过程中经常会面对繁多的数据和复杂的计算过程，坚定的自信心往往是坚持下去的必须保证。还有，一点体会，在审核修改自己的毕业论文特别是电磁计算程序时，最好把东西打印出来用纸笔计算器修改，面对电脑时人很容易产生惰性。

本次毕业设计的各项指标基本上符合要求，但仍存在着不少问题。第一，由于设计的经验不足，有些经验数据取值不理想，因而影响了计算结果，和整个设计方案的可行性。第二，设计时，没有充分考虑到电机的工艺方面问题，有可能造成其工艺结构不合格。

经过这次毕业设计，我的很多能力都有了提高，对专业知识的理解也有了加深，许多的薄弱环节也得到巩固，这为四年的大学生活画上了圆满的句号。但我深知，以后还有很长的路要走，要自己不断的努力开拓。

47

参 考 文 献

[1]. 何友观主编 中小型同步发电机励磁系统的分析与设计 机械工业出版社1984.10 [2]. 何友观主编 现代中小型同步发电机励磁系统的分析与设计 北京：机械工业出版

社 1988

[3]. 湘潭电机厂编 交流电机设计手册 湖南：湖南人民出版社 1977 [4]. 李基成 现代同步发电机整流器励磁系统 北京：水利电力出版社1986 [5]. 哈尔滨大电机研究所编 电机工程手册

[6]. 汪耕，李希明等主编 大型汽轮发电机设计、制造与运行 上海科学技术出版社

2000年11月

[7]. 樊俊，陈忠，涂光瑜 同步发电机半导体励磁原理及应用 北京：水利电力出版社

1980

[8]. 上海电器科学研究所 中小型电机设计手册 北京：机械工业出版社 1994 [9] 邓秋玲 同步发电机无刷励磁系统的设计方案[M] 电机技术 2001.02 [10] 曹孝保 同步发电机励磁系统应注意事项[M] 电机技术 2000.05

[11]. 李基成 现代同步发电机励磁系统设计及应用 北京：中国电力出版社 2002 [12] 邓秋玲 无刷同步发电机的工作原理和结构特点[M] 电机技术 2000.02 [13]. 史乃 电机学 北京：机械工业出版社 1998 [14]. 陈世坤 电机设计 北京：机械工业出版社

[15]. 一机部情报所：国外机械工业基本情况[M] -中小型电机1975

[16]. 大电机研究所主编 电机工程手册第19篇 同步电机 机械工业出版社1979 [17]. W.Schuisky: Berechnung elektrischer Maschinen Vienna Springer-Verlag 1960

48

致 谢

本论文是在副教授的悉心指导下完成的。值此论文完成之际，谨向邓老师致以诚挚的谢意。邓老师实事求是的科学态度、细腻严谨的工作作风和待人的平易近人的态度给我留下了深刻的印象。能够得到她的言传身教是一生的财富和美好回忆。

在整个大学学习生涯中，本人得到各任课老师的耐心指导和热情帮助。在此，也向他们表示诚挚的谢意。特别要感谢电气与信息工程系、电机电器教研室全体老师的悉心教导与培养。他们不但教给我扎实的专业知识，还教我做人、做事等各方面的道理。

在日常生活中，四年来班上的同学在各方面给了我很多帮助，尤其是我们寝室的朋友，非常感谢他们。祝他们工作顺利，好人一生平安！

最后我还要向我的父母表示感谢，多年来他们不但在物质上作出最无私的给予，在精神上也不断给我鼓励。没有他们，我不可能完成学业。

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