第一篇 600MW汽轮发电机原理、结构及运行
1. 绪论
1.1 大型汽轮发电机主要参数的特点：
大型机组与中小型机组相比具有明显的优越性，但是，由于机组容量的增大，其结构、参数和运行特性都发生了显著变化，因而也带来了一些新的问题。
对于发电机的视在功率，可由下式表示：
S = KABdi2Ln
NnA =Int1
K－ 系数，通常取１.1
A－ 定子线负荷
In－ 定子额定电流
Nn－ 槽内有效导体数
t1－ 沿定子圆周的槽距
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B－ 气隙长度
di－ 定子膛的直径
L－ 有效铁芯长度
n－ 转速
为了提高发电机的单机容量，必须增大式中各量数值。但是转速是由电网频率和转子极对数决定的,B只能在比较小的范围内变动，取决于所使用电工钢特性，定子、转子铁芯尺寸的增加，受到铁路运输尺寸及现代冶金锻造技术的限制。因而，发电机容量的增加，主要依靠改善发电机的冷却方式(采用直接冷却方式等)来增大发电机定子线负荷A。
大型发电机组主要参数变化如下:
⑴ 同步电抗Xd增大
由于发电机有效材料的利用率提高，线负荷增大，导致与线负荷成正比的电抗Xd增大，
Xd的增大导致发电机静过载能力减小，因而在系统受到扰动时，易于失去静稳定。
电抗的增大，还使发电机平均异步转矩降低。例如中小型汽轮发电机的平均异步转矩的最大值可达额定转矩的2－3倍，而大型机组的平均异步转矩的最大值一般约为额定转矩。因而大型发电机组失磁异步运行时，滑差大，从电力系统吸收感性无功功率多，允许异步运行的负载小，时间短。
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⑵ 定子电阻相对减小，定子时间常数Ta增大
一般中小型发电机Ta=0.10 ～0.16S，而国产600MW汽轮发电机的Ta为0.7S。Ta的增大，使定子非周期电流的衰减变慢，从而对电力系统安全、可靠运行提出了更为严峻的挑战，并且恶化了电流互感器和断路器等元件的运行条件。
⑶ 机组惯性常数H降低
大容量发电机组的体积并不随其容量成比例增大，采用气体或液体直接冷却的绕组与间接冷却绕组相比，有效材料利用率高，在定子和转子的尺寸没有明显增大的情况下，汽轮发电机的单机容量急剧增大，因而导致发电机组惯性常数明显降低，机组惯性常数H是一个重要参数，当其他条件相同时，在过剩转矩作用下H愈小，角度δ改变愈快，发电机易于失去同步。然而，H值的增大，技术上复杂且造价昂贵。
1.2 现代电力系统运行对大型同步发电机的要求
对于大型同步发电机，既要制约于电机制造的技术和经济条件，又要满足电力系统的运行要求。具体地说，在不影响发电机本身寿命和可靠的基础上，重要的是应能适应大电力系统安全、稳定运行的要求。
所谓电力系统的稳定性，就是电力系统受到一定的扰动后能否恢复正常运行的能力。而扰动有大有小，为了研究方便将电力系统稳定问题分成小干扰的稳定性和大干扰的稳定性。
① 小干扰的稳定性(静态稳定性)。所谓静态稳定性是指正常运行的电力系统承受微小
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的、瞬时出现但又立即消失的扰动后，恢复到它原有运行状况的能力，或者这种扰动虽不消失，但可用原有的运行状况近似地表示可能的新运行状况。
② 大干扰的稳定性(动态稳定性)。它指的是正常运行的电力系统承受大的并经短暂持续而消失的扰动后，恢复到近似它原有运行状况的能力,或者这种扰动虽未消失，但系统可从原来的运行状况过渡到新的运行状况的能力，换言之，它是指系统在急剧扰动下的稳定性。有时又依据在扰动后所经历的时间为8S、5min和20min分别称之为短期、中期和长期三种。另一种分类又把短期问题称为“暂态稳定”，而把中、长期稳定这一大类称为“动态稳定”。
从现代电力系统运行需要出发，对大型同步发电机提出如下要求：
⑴ 应具备调峰能力
由于电网的发展及负荷性质的变化，调峰是一个愈来愈严重的问题。全国各大电力系统峰谷差均较大，有时甚至在高峰拉闸限电的情况下，峰谷差仍占最大负荷的30％，有的达50%。目前，除水轮发电机无例外地参加调峰外，200MW和125MW汽轮发电机组也要承担调峰任务，部分这类机组已试行两班制运行，部分600MW的汽轮发电机组也已变动负荷运行，今后将有更多的大机组参加调峰。
因而，发电机组在设计制造时应考虑到调峰的要求，在结构上采用一些适应于负荷大幅度变动和频繁起停的工况，防止老化、疲劳、变形等的技术措施。
⑵ 具备进相运行的能力
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高电压大电网的一个主要特点是线路充电功率大，轻负荷时出现无功功率大量过剩，以致造成电压升高。因而近年来，当电力系统有功功率低时，愈来愈多采用发电机进相运行方式，以便吸收过剩的感性无功功率，实现无功补偿分层分区就地基本平衡。这是保持电网应有的电压水平既经济又合理的措施，世界各国均已广泛采用。
需注意的是，发电机在低励磁或进相运行时，因励磁产生的发电机电势较小(通常小于端电压)，因此对应于这一电势的电磁转矩最大值远小于过励磁方式运行时的电磁转矩，与此同时，在最低负荷期间为了减少运行机组台数，以及由于大幅度地减少负荷的技术困难，通常保持每台尚在运行的发电机带较大有功负荷，结果引起运行的发电机电势相对于电网电压有很大的角位移，这时如果电力系统发生大干扰，则保证系统稳定运行将有一定困难。
另外，对发电机本身来说，可能会导致定子铁芯端部压板和边缘铁芯温度急剧升高，在设计时应采取防范措施。
⑶ 应具有承受不对称运行的能力
电力系统出现负荷不对称或发生不对称短路时，发电机定子绕阻存在负序电流，使转子出现倍频电流和倍频谐振，造成局部过热甚至转子损坏。
发电机容许不平衡负荷的能力分长时和短时两种，按照国家设计制造标准规定，直接氢冷的发电机容许的最大负序电流值为８% Ie。
⑷ 对轴系自然扭振的要求
次同步谐振：发电机组大轴在某些不利条件下，会发生频率低于工频的次同步谐振，
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造成转子的损坏。为预防次同步谐振的发生，要求制造厂家提供机组每一段轴的自然扭振频率，以便电网在采用直流输电、串联电容补偿、电力系统稳定器时考虑防范措施。
工频和两倍工频谐振:在某些情况下，如在电厂出线附近发生故障或并列时，在电网中会产生不平衡电流，使转子产生倍频机电谐振而损坏。
为防止故障时故障电流的非周期分量或负序电流分量(包括不平衡负荷)激发电气与机械相互作用的工频和倍频谐振损坏大机组，机组的每一段轴的自然扭振频率不应处在工频的0.9～1.1倍(45～55HZ)及1.9～2.1倍(95～105HZ)范围内。
⑸ 大机组应具备承受电网振荡冲击的能力
由于电网稳定破坏是运行中不可完全避免的，要求大机组在其升压变压器阻抗假定为15%,联接的系统短路容量为43000MVA(对500KV，相当于50KA)时，能承受20个振荡周期的失步运行。
⑹ 应具备承受误并列能力
误并列理应避免，但毕竟仍客观存在。作为大机组的设计标椎，很多国家都已有相应规定，结合我国实际，要求大机组在升压变压器阻抗假定为15%，联接系统短路容量为43000MVA时，机组在保证寿命期间应能承受相位差80°时误并列5次，120°时误并列2次。当大机组具有这一能力时，也同时可以承受电网其他各种各样的冲击，从而提高了大机组的可靠性。
⑺ 应具备承受高压线路单相重合闸能力
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根据一般定量分析，大电厂高压线出口发生三相故障且重合闸不成功时，对大机组是最危险的故障冲击。至于单相故障，几率较大，但即使重合闸不成功，在最不利条件下，根据电网故障时的实测和理论分析结果，轴承疲劳损耗最大值也不会超过0.1%，因而在汽轮发电机整个运行寿命期间,由于采用单相重合闸而积累的疲劳损耗大约为1%左右。故应电力系统运行的需要，要求大机组能承受单相重合闸冲击而不影响其可靠性。
2. 同步发电机的运行原理
2.1 同步发电机的基本原理
我们知道，导线切割磁力线能够产生感应电势，将导线连成闭合回路，就有电流流通，同步发电机就是基于这个原理工作的。
图2-1为最简单的两极同步发电机。定子上有AX、BY、CZ三相对称绕组，转子是直流励磁的主磁极。
当转子磁极上的激磁绕组通以直流励滋电流时，
转子形成N与S极的主磁极磁场，磁通Φ0从N极出
来，经气隙-定子铁芯-气隙，进入S极而形成回路，
如图中虚线所示。
若发电机转子由原动机拖动逆时针方向以速度
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n旋转时，主极磁通Φ0切割定子绕组而感应出对称
的三相电势，其电势频率为
nP f = 60 ( Hz ) 图2—1 两极同步发电机
我国工业上应用的标准频率为50 Hz，因此P=1时转速n应为3000 r/min。
每相绕组电势的波形，取决于气隙磁密沿圆周的分布以及定子绕组的具体结构。电力系统中应用的同步发电机，线电势波形都具有很好的正弦性。但是，由于高次谐波的存在，实际线电势波形与正弦波形有一定的偏差，只要高次谐波的幅值限制在规定范围内，即可认为线电势是正弦波形。
定子每相绕组电势的有效值为:
E = 4.44fΦWKw
式中 Φ —— 每极磁通（Wb）
E —— 电势有效值（V）
Kw —— 电势绕组系数
W —— 每相绕组匝数
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当发电机带上负载，三相定子绕组中将产生电流，三相电流又产生一个合成的旋转磁场，该磁场与转子以相同的转速和方向旋转，这就叫做“同步”。
2.2 同步发电机的运行特性
⑴ 同步发电机的空载特性
同步发电机被原动机拖动到同步转速，励磁绕组中通入直流励磁电流，定子绕组开路时的运行，称为空载运行，此时电机内部唯一存在的磁场就是由直流励磁电流产生的主磁场。因为同步发电机处于空载状态，即I = 0 ( I为电枢电流 ) ，所以又把主磁场叫做空载磁场。
在发电机的气隙磁通中，既交链转子又交链定子的磁通称为主磁通，即空载时的气隙磁通，它的磁密波是沿气隙圆周空间分布的近似正弦形。忽略高次谐波分量，主磁通基波每极磁通量用Φ0表示。励磁电流建立的磁通中还有一部分是仅交链励磁绕组本身，而不穿过气隙与定子绕组交链的主极漏磁通，它不参与电机的机电能量的转换。主磁通所经磁路称为主磁路，漏磁通所经路径主要由空气和非磁性材料等组成。两者相比，主磁路的磁阻要小得多，所以在磁极磁势的作用下，主磁通远大于漏磁通。
在原动机驱动下，转子以同步速度n旋转，主磁通切割定子绕组，感应出频率为f的三相基波电势，其有效值为：
E0 = 4.44fWKwΦ0
式中 E0 —— 基波电势
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f —— 频率
W —— 绕组匝数
Kw —— 基波电势绕组系数
Φ0 —— 基波每极磁通
由于Ｉ= 0，同步发电机的电枢电压等于空载电势E0，电势Ｅ0决定于空载气隙磁通Φ
0，Φ0取决于励磁绕组的励磁磁势
Ff或励磁电流If。 因此，空载时的端电压或电势是励磁
电流的函数，即Ｅ0 = f (If)，称为同步发电机的空载特性。如图2-2所示。
图2—2 同步发电机空载特性 图2—3 短路特性
又E0∝Φ0，Ｆf∝If，改换适当的比例尺，空载特性曲线E0 = f ( If )即可表示基波每极磁通Φ0和励磁磁势Ｆf的关系，即Φ0 = f ( F f)，这就是电机的磁化曲线。
空载特性曲线可以用试验方法测定。同步发电机以同步转速n旋转，Ｉ= 0，缓慢调节励磁电流If，使Ｅ0达1.3Ue，读取E0和If的数值，然后再逐步减小If , 每次读取E0和If的数据，直到If = 0，读取相应的剩磁电势，就可以绘制空载特性曲线。由于铁磁材料具有磁滞性质, If由零增加到某一最大值，再反过来由此最大值减小到零时，E0并不为零，而是与剩磁相对应的电势值，因此，试验曲线将得到上升和下降两条不同曲线，空载持性系下降时的曲线。
空载特性曲线很有实用价值。可以用它判断电机磁路的饱和情况，铁芯和励磁绕组是否发生短路故障等。
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⑵ 同步发电机的短路特性
短路特性是指发电机在额定转速下，定子三相绕组短路时，定子稳态短路电流I与励磁电流If的关系曲线，即I = f (If)。
在做短路特性曲线时，要先将发电机定子三绕组的出线端短路，维持额定转速不变，增加励磁电流，读取励磁电流及相应的定子电流值，直到定子电流达到额定值为止。在试验过程中，调节励磁电流时不要往返调整。
短路特性曲线如图2—3所示，它是一条直线。在短路时，发电机端电压U=0，在忽略定子电阻R的情况下，发电机电势方程式可写成
E0 = jIXs
这说明短路时的电势仅用来平衡稳态短路电流在同步电抗上的电压降。因为此时发电机相当于一个具有电抗Xs的电感线圈，稳态短路电流是感性的，它所产生的电枢磁势起去磁作用，所以铁芯不饱和，因此，I=f(If)是一条直线，因Xs是常数，E∝I，又E∝If，故I∝If。
短路特性可以用来求未饱和的同步电抗和短路比，还可以利用它判断励磁绕组有无匝间短路等故障。显然励磁绕组存在匝间短路时，因安匝数减小，短路特性会降低。
所谓短路比，就是在对应于空载额定电压的励磁电流下，定子稳态短路电流与额定电流之比。汽轮发电机的短路比一般在０.5～0.7之间。
⑶ 同步发电机的外特性
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图2—4 外特性曲线 图2—5 调整特性曲线
外特性是反应发电机端电压随负载电流而变化的曲线，即在励磁电流、转速、功率因数为常数的条件下，变更负载(定子电流)时端电压U的变化曲线，即U=f(I)。图２—４示出了在几个不同功率因数下的外特性曲线。从图中可以看出，在滞后的功率因数情况下，当定子电流增加时，电压降落较大，这是因为此时电枢反应是去磁的，在超前的功率因数情况下，定子电流增大，电压反而升高，这是因为电枢反应是助磁的，在cosφ=l时电压降落较小，其降落原因是由于功率因数角φ和内功率角ψ不同，即使φ=0，而ψ仍大于零，仍有一部分去磁的电枢反应。
外特性可用来分析电机在运行中的电压波动情况，并藉此提出对自动励磁调整装置电压调节范围的要求。
一般用电压变化率来描述电压波动情况。从电机的空载到额定负载，端电压变化的百分数(对额定电压)称为电压变化率ΔU，即
E0UeUe１００%
ΔU =
汽轮机发电机的ΔU = 30～48%。
⑷ 调整特性
既然端电压会随负载变化而变动，那么，要维持端电压不变，必须在负载变动时及时调整励磁电流。所谓调整特性，是指端电压、转速、功率因数为常数的条件下，变更负载(定子电流I)时励磁电流If的变化曲线，即If = f(I)。
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如图2—5 示出不同功率因数下的调整特性曲线。从图中可以看出，在滞后的功率因数下，负载增加，励磁电流也必须增加，这是因为此时去磁作用加强，要维持气隙磁通，必须增加转子磁势。在超前的功率因数下，负载增加，励磁电流一般还要降低，这是因为电
应有助磁作用的缘故。
枢
反
调整特性可以使运行人员了解在某一功率因数时，定子电流到多少而不使励磁电流超过制造厂的规定值，并能维持额定电压。利用这些曲线可使电力系统的无功功率分配更趋合理。
⑸ 功角特性曲线
(a) (b) (c)
图2—6 发电机与无限大系统并联运行
（a）接线图 （b）等值电路图 （c）向量图
图2—6为同步发电机与无穷大容量电网并列运行的接线示意图。当发电机与无穷大容量电网并列运行时，发电机端电压UＧ=常数，频率f=常数，假定发电机处于不饱和状态，且忽略定子电阻，可得到如图所示的电压向量图，图中感应电势Ｅq与端电压ＵG之间的夹角δ称为功率角，简称功角。它是随负荷的不同而变化的，例如，在纯电感或纯电容负荷时，向量Ｅq与UＧ的方向相同，功角δ为零度，发电机输出有功功率为零。功角δ还有另一个物理意义，即假定Eq＝ＵＧ时，则δ=θ, 是产生Eq的励磁绕组磁势Ｆ０与产生端电压ＵＧ的合成磁势Ｆ之间的夹角，Ｆ０与F之间的夹角又可以看成是一个空间相角，它是
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转子磁极中心线与合成等效磁极中心线的电角度。在同步发电机作为发电机运行时，向量Ｆ0永远超前F，规定此超前的δ角为正值。
电机的电磁功率表示式为
Pe = mUGIcosφ
式中 m —— 定子绕组相数
UG —— 定子相电压
I —— 定子绕组相电流
φ —— 功率因数角
在电压向量图中，从Eq点画一条垂直于OUG的线，并与之相交于A点，得到如下关系式：
IXdcosφ = Eqsinδ
将上式带入电磁功率关系式中，则得
mUGEqsinPe =
Xd
如果用标幺值表示UG、Eq、Pe，上式可写成：
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UGEqPe = Xdsinδ
在UG为常数时，电机可以作为发电机运行，δ角为正值，电机向电网送出有功功率，也可以作为电动机运行，δ角为负值，电机从电网吸收有功功率。
图2—7 功角特性曲线
图2—7示出了电磁功率Pe与功角δ的关系曲线，这是一条正弦函数变化的关系曲线，称为功角特性，最大功率发生在δ=90°时，此值称为系统极限功率，表达式为
UGEqPe.max = Xd
下面从功角的物理意义说明发电机发出有功功率的过程。发电机运行时，其输出功率取决于汽轮机输出到发电机轴上的机械功率，逐步增加原动机的输出功率Pm，且使输入转矩大于电磁转矩和空载转矩之和，则剩余转矩使转子加速。合成等效磁势F的值及旋转速度，受电网电压、频率的牵制保持不变，于是励磁磁势F0就会超前于合成等效F，也即功角增大, δ角的增大引起电磁功率Pe增大，相应的电磁功率转矩增大，直到剩余转矩为零，转子转速不再升高，达到新的平衡状态。上述的平衡过程，是逐渐增加输入功率时得到的，这种平衡是属于静态性质的，因此要调节发电机的输出功率，只需要调节原动机输入的机械功率即可。由于电机内部自动的改变δ角，从而与电网并列运行的发电机输出功率就作相应的改变。
但是，当δ= 90°时，电磁功率已达到最大值，再继续增加输入功率Pm，则δ＞90°，电磁功率反而减小了，就会出现更多的剩余功率，因此功率不能保持平衡，剩余功率将使
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转子继续加速，直至转速大于同步转速，称之为“失去同步”，同步发电机则失去了静态稳定。
在原动机输入功率维持不变，发电机在受到小的扰动后，引起δ角的变化，δ角能否自行恢复到原来的平衡状态值，也属于静态稳定问题。
当同步发电机失去静态稳定后，如果不立即减小原动机功率，则由于电磁功率的减小，剩余功率增加，使转子达到很高的转速，这时相当大的离心力作用在转子上，转子将被损坏。另外，由于电机的电势、频率与电网不同，定子绕组中将出现数值大到足以损坏定子的电流。因此，同步发电机在与电网并列运行时，必须保持静态稳定运行状态。
同步发电机维持静态稳定的判据是: 当δ角增大后，电磁功率Pe亦随之增大。以微分的形式表示则为:
dPePr = d > 0
式中Pr称整步功率，当Pr > 0时发电机能保持静态稳定运行，而Pr ＜ 0时则不能维持静态稳定运行。静稳定特性曲线图中虚线部分即为Pr=f(δ)的关系曲线。由曲线看出，δ＞90°时，Pr为负值，电机将失去静态稳定，在δ= 90°时，就达到稳定极限，此时对应的电磁功率为稳定极限功率。
在实际运行中，电机应在稳定极限范围内运行，且应留有足够的静态稳定储备。发电机静稳定储备能力用静稳定储备系数来衡量，其表达式为
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PMP0Kp = P0× 100%
PM为发电机极限功率，P0为发电机运行点功率。一般规定正常运行时发电机的Kp值不小于15～20%，δ值一般30°～40°。
3. QFSN－600—2YH型汽轮发电机的结构
本型发电机为三相交流隐极式同步发电机。发电机由定子、转子、端盖、轴承、油密封装置、冷却器、出线盒、引出线、外罩、热工检测元件等部件组成。发电机采用整体全密封、内部氢气循环、定子绕组水内冷、定子铁芯及端部构件氢气表面冷却、转子绕组氢内冷的冷却方式。定转子绕组均采用F级绝缘。
3.1 定子部分
定子由机座、铁芯、隔振结构、绕组和进出水汇流管等部件组成。
⑴ 定子机座
定子机座为整体式，由高强度优质钢板装焊而成。机座外皮套装在机座骨架上，机座骨架由辅向隔板、端板、轴向筋板和通风管组装焊接而成，它们使机座具有足够的强度和刚度，并构成了定子的11路径向通风区。机座的端板为80mm厚钢板，外皮为25mm厚钢板经滚制成型的圆筒拼焊构成。机座内的辐向隔板共18块，其中装焊吊攀座的4块(靠近定子铁芯端部)，定子机座铁芯本体段的12块辐向隔板同轴向通风管一起构成机座的11向风区，为保证各风区的风量，各冷风区的通风管都是由端部直接通至各自风区。
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定子机座两侧共有4个可拆卸的吊攀和供装配测温引线端子板的法兰。机座上部开设有夹紧环调节孔，下部开设有清理孔及充排氢气、二氧化碳气体的管路接口及测量风压、连接漏水探测器的接口。
发电机的定子冷却水汇流管的进出法兰设在机座上部的侧面。汇流管的排污法兰设在机座两端的下部。
定子机座两侧的底脚将支撑整个发电机的重量和承受突然短路时产生的扭矩。它们具有足够的强度和刚度，座脚板厚度为82mm。在定子机座中心处，底脚上开设有轴向定位槽，以装配机座与座板间的轴向固定键。
定子机座的强度要求在3.5倍工作氢压下(1．4MPa)，机座的最大应力不得超过材料的屈服极限(200MPa)。
定子机座与铁芯间的隔振结构采用WH型的立式弹簧板结构，如图３—１所示。
图3—1 定子弹性支撑
这种隔振结构沿轴向共设11组切向隔振弹簧板，每组中两块弹簧板布置在夹紧环两侧，一块布置在夹紧环的底部，以保持铁芯稳定。
定子铁芯经夹紧环与弹簧板的一端相连接，弹簧板的另一端与装焊在机座隔板上的座板相连接。采用这种隔板结构可以减少大型机组由于转子和定子铁芯之间的磁拉力在定子铁芯上产生的倍频振动、定子铁芯垂直方向自重的振动及突然短路时交变力矩扭转振动等影响。
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⑵ 定子铁芯
定子铁芯由涂有半无机硅钢片绝缘漆的高导磁、低损耗的扇形硅钢冲片叠装而成，沿圆周10.5片冲片，硅钢片厚度为0.5mm。定子槽数为42槽。
定子铁芯采用定位螺杆、夹紧环、绝缘穿心螺杆、端部齿压板和分块压板的紧固结构。铁芯的轴向紧固由定位螺杆和42根高强度无磁钢绝缘穿心螺杆拉紧，穿心螺杆的紧固经液压拉伸后再紧固螺帽，使铁芯受压均匀，并减小端部不平度。铁芯的轴向压紧力为1．37MPa(100℃时)。铁芯的径向紧固通过把紧夹紧环来实现，以增强铁芯的刚度。夹紧环的内外环间涂聚四氟乙烯润滑剂，减少阻力，增大夹紧力。
铁芯两端设有无磁性铸钢齿压板，在齿压板的外侧设有由硅钢冲片叠装成的磁屏蔽，磁屏蔽内圆表面为阶梯形多齿表面，由于其导磁率高，可以有效地分导定子端部轴向漏磁通，防止主铁芯过热，满足发电机进相运行的要求。在磁屏蔽的外侧设有21块无磁性铸钢分块压板。运行中磁屏蔽也会发热。
为了减少端部漏磁损耗，降低边段铁芯的温升，边段铁芯设计成沿径向呈阶梯形，左边段铁芯齿部开小槽，同时边段铁芯的段厚比正常铁芯段减薄，对边段铁芯进行漏磁通透入深度、温度计算，确定边段铁芯的长度为129mm，齿部开小槽的深度为64mm，边段铁芯粘接成整体。
发电机定子铁芯沿全长分为11个风区(与转子风路相匹配)，第1、11风区位于定子铁芯端部，冷热风区相间隔，风区间的密封采用叠压在铁芯背部的扇形挡风板靠紧到机座隔板内圆上的结构。定子铁芯沿轴向共有96段铁芯段，95个径向通风道。各风区的风量分配及通风道数、铁芯段数的分配为：
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┌────┬──────┬───────┬────┬───┐
│风区号 │风量(m3／s) │占有通风道数 │铁芯段数│ 备注│
├────┼──────┼───────┼────┼───┤
│ 1、11 │ 8．03 │ 13 │ ├────┼──────┼───────┼────┼───┤
│ 2、10 │ 4．66 │ 7～8 │ ├────┼──────┼───────┼────┼───┤
│ 3、9 │ 5．04 │ 8 │ ├────┼──────┼───────┼────┼───┤
│ 4、8 │ 4．70 │ 7 │ ├────┼──────┼───────┼────┼───┤
│ 5、7 │ 4．99 │ 8 │ ├────┼──────┼───────┼────┼───┤
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13 │8 │8 │ 7 │ 8 │ 出风│进风│
出风│
进风│
出风│
│ 6 │ 4．62 │ 7 │ 8 │ 进风│
└────┴──────┴───────┴────┴───┘
⑶ 定子绕组
定子绕组由定子线棒、定子绕组槽内固定零件、定子绕组端部固定零件、定子绕组引线等构成。
定子线棒由无氧铜空心导线和实心导线组合构成，空、实心导线的组合比为1：2，即一空二实。空、实芯导线均包聚脂玻璃丝绝缘。
定子上下层线棒采用了不同的截面，上层线棒由5组4排导线构成，下层线棒由4组4排导线构成，因此上下层线棒的高度尺寸不同。线棒的槽部直线部分经540度编织换位，可减少涡流引起的附加损耗。
定子线棒的端部为渐开线式。为了增大相间鼻端的放电距离，线棒的鼻端采用不等距分布，即异相线棒的鼻端距离加大，而同相线棒的鼻端距离减小。
定子线棒的对地主绝缘为F级少胶型环氧玻璃云母带热固性绝缘。主绝缘厚度为6．35mm。为了降低定子绕组的电晕电位，定子线棒表面进行了防晕处理。线棒经一次模压成型，因而具有良好的绝缘强度、机械强度和防电晕性能。
线棒两端的水盒接头构成线棒鼻端的水电连接结构，线棒的空、实心导线均钎焊在水盒内。
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发电机定子为42槽，绕组为60度相带、双层2支路的并联绕组。
定子绕组的槽部固定结构为在槽底和上下层线棒间填加外包聚脂薄膜的热固性适形材料，在槽楔下采用弹性绝缘波纹板径向固定，防止槽楔松动。在线棒的侧面和槽壁之间，配垫半导体垫条，使线棒表面良好接地，以降低线棒表面的电晕电位。定子槽楔为高强度F级绝缘的玻璃布卷制模压成型。
定子绕组端部固定采用绑扎固定结构。整个定子绕组端部通过2道径向可调绑扎环、绕组鼻端径向撑紧环，上下层线棒之间的充胶支撑管及下层线棒对锥环间的适形材料等固定在环氧玻璃纤维绕制的整体锥形支撑环上，而线棒的鼻端之间则用垫块、支撑块和玻璃布带绑扎成沿圆周呈环状的整体。这样，锥形支撑环与绕组端部形成牢固的整体。而锥形支撑环前端的齿形部分搭接在铁芯端部的小撑环上，锥环与小撑环间设有滑移层以减小摩擦阻力。锥形支撑环的外圆周与21个均匀辐向分布的绝缘支架固定在一起，而绝缘支架则通过支架夹板与反磁弹簧板相连接，弹簧板的另一端与定子铁芯的分块压板固定在一起形成柔性连接结构，整个端部则称为刚性—柔性连接结构。该结构在径、切向上刚度很大，而在轴向上具有良好的弹性。当温度变化铜铁膨胀不同时，绕组端部可沿轴向自由伸缩，有效地减缓绕组绝缘中产生的机械应力。
定子绕组的引线铜排由圆铜管制成并与定子线棒一样采用水内冷。引线铜排也固定在绝缘支架上，引线与引线棒的连接方式和上下层线棒间的连接方式一样，采用多股导线把合在水盒接头上，采用中频加热轻钎焊结构。
⑷ 气隙隔环
气隙隔环的高度为37．2mm，它装在定子绕组的内可调绑扎环的外侧，用绝缘螺钉
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把合。气隙隔环按可调绑扎环的分瓣位置分为4个扇形，用环氧玻璃布板制成，在转子就位后把合到可调绑扎环上。为防止冷热风区相互串风，加强转子冷却，在气隙中装有9道5／6圆周式风区隔板。
⑸ 定子绕组汇流管和连接管
定子绕组汇流管分别装在发电机的励侧和汽侧，发电机励侧为进水汇流管，汽侧为出水汇流管。在汽侧汇流管上接有定子冷却水系统的防虹吸管，汽励两侧汇流管顶部均有放气管。
⑹ 主引线
在发电机励端下部设置由无磁性不锈钢板焊接构成的圆筒形出线盒，出线盒内有空心铜管制成的发电机主引线和6个引线瓷套端子，其中三个设在出线盒底部垂直位置，为主出线端子，另三个设在出线盒的斜向位置，为中性点出线端子。出线盒内部设有小汇流管，构成主引线和出线瓷套端子冷却水的回水通路。主引线与发电机定子引线铜排的连接采用柔性连接。
出线瓷套端子为水内冷结构，对水、氢具有良好的密封性能。出线瓷套的内部导电杆与瓷套的连接结构为：一端装有螺旋式弹簧，另一端焊接波纹式伸缩节，使导电杆既能随温度变化而自由伸缩，又能保持可靠的密封性能。瓷套端子的外部固定法兰与瓷套间的连接方式采用将法兰凸缘滚压在瓷套的三道环形凹槽内，然后用反磁钢丝绑扎牢靠，在法兰和三道环槽内，放置橡胶密封环，以保持瓷套端子的氢密封能力。出线盒与定子机座的把合面采用开槽充胶的密封结构。
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发电机出线瓷套端子下端设方形接线端子供封闭式母线相连接。中性点端子间以铜母线板相连接。中性点端子外加装由铝板焊接的中性点罩，中性点罩支吊在基础上。
在发电机出线盒内六个引线瓷套端子外装设套筒式电流互感器。
⑺ 端盖、轴承及油密封
发电机端盖由优质钢板焊接构成，分上下两半。上半端盖由半环、端板、合缝板及端盖外侧的辐向筋板组成，下半端盖由半环、端板、合缝板、静油箱和辐向筋板组成。端盖的所有焊缝均为气密焊接，焊接后经退火处理。上下端盖的合缝面密封及端盖与机座把合面密封均为采用密封槽填充密封胶的结构。另外在汽端端盖上增加人孔。为便于在上半端盖已就位的情况下拆装轴瓦，在上半端把合外挡油盖的上口处采用嵌镶半环的结构，以增加空间便于轴瓦的拆装。
发电机的轴承座落在下半端盖的中心处。汽侧轴承对地绝缘为单重式，励侧轴承对地绝缘为双重式，以便于在运行期间监视和测量轴承的对地绝缘状态。
优化设计600MW汽轮发电机采用双环双流环式油密封瓦，其目的是为了减少密封瓦对轴承的扰动。密封瓦的瓦体采用青铜合金，以利于消除端部漏磁的影响。密封瓦座采用钢板焊接结构，退火处理后加工。汽侧密封瓦座直接把合在端盖上，把合面内的密封垫兼起对地绝缘的作用。励侧密封座与端盖之间设中间环，中间环的两侧设密封绝缘垫片，构成双重绝缘。加设中心环另一个好处是可以在下半端盖予先就位的情况下插装发电机转子。
⑻ 内端盖及导风环
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在发电机两端对称设置内端盖和导风环，以构成风扇前后的风路。
发电机内端盖采用钢板焊接结构或铝合金铸造结构：水平分为上下两半。为了增大发电机端部的操作空间，便于上半导风环、油密封座、中间环的装配，上半内端盖分为两部分，即上半内端盖和中间半环。在上半导风环、上半内端盖与中间半环的接合面处加垫片，以调整相互间的轴向位置。为减小内端盖的变形，在适当的位置设置轴向支撑。
导风环为铸造结构，分上下两半。内径与转子风扇叶轮相配合，间隙为1．5～2mm。在导风环的前端设导风静叶片，以构成前置式轴流风扇。导风环支架的定位靠固定在端盖上的定位块实现，以保证导风环装配就位后与转子风扇叶轮的径向间隙。在导风环支架与端盖间设有一垫板，以保证导风环与转子风扇叶轮的轴向间隙。
⑼ 冷却器及外部水管路
氢冷却器放置在机座两端上部，横向卧式安装，这样可以缩短发电机的轴向长度。
冷却器罩为钢板焊接结构，其外形为圆拱形。冷却器罩与机座的连接方法及密封结构与出线盒和机座的连接方式相同，即采用开槽充胶密封，同时考虑焊接的可能性。
冷却器外部水管路与冷却水箱的接口采用快装法兰连接。外部水管管径为219mm。
氢冷却器的冷却管为镍铜翅片管，翅片材质为紫铜，管节距为53mm，冷却管总数为320个，分两组，两组分别具有各自的进出水管，每组8排，每排20根翅片管。
3.2 转子部分
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转子由转轴、绕组、阻尼系统、互环、中心环、风扇和联轴器等构成。
⑴ 转轴
转轴材料为26Cr2Ni4MoV合金锻件，即采用高强度高导磁的镉镍钼钒整体合金锻钢制成。材料的屈服强度为665MPa。
转子本体上共有32个转子线圈槽，槽形为开口半梯形槽，即槽形的上半部是开口的平行槽，下半部是梯形槽，以尽可能增加槽内布置的铜线面积，降低转子铜耗。
在转子本体每一磁极的大齿部分，各开有22个横向槽，以均衡转子X轴和Y轴的刚度。同时，因为在励磁机端轴柄的磁极中心线位置有两条磁极引线槽，所以在该处轴柄的几何中心线位置上，也开有两条均衡槽，以均衡该两个中心线方向的刚度差。
在转子本体每一磁极的大齿上，靠近横向槽的尖角部分开有两阻尼槽以减小发电机在不平衡负载时，在横向槽尖角处的阻尼电流和由此引起在尖角处的温度急剧升高。阻尼槽内放置阻尼铜条。大齿槽楔利用非磁性钢槽楔，各槽楔间采用连接块搭接。在转子线圈槽中，中间为铝槽楔，材料为LY12，有效厚度为34．5mm，而在汽、励两端的槽楔采用导电效果好的铍铜合金，表面镀银，厚度为28．5mm，这是为了起阻尼作用而设计的。转子槽楔与转子齿顶部采用45°的斜面配合。另外，护环垫套与端头槽楔应紧固接触良好，形成笼式阻尼系统。
在转子1号线圈槽和阻尼槽的中间，转子本体每一磁极上还开有两个探伤槽，用于对转子本体的槽底部分进行超声波探伤。探伤槽的两端，在转子本体每一磁极的大齿上还开有4个月亮形轴向通风槽。
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在转子本体靠近1号线圈的大齿和各小齿上，均按齿宽的不同排列了不同直径的平衡螺钉孔，供尽可能减小转子的不平衡重量使用。
⑵ 护环和中心环
护环材料为18Mn18Cr高强度反磁钢锻件。该材料具有较好的抗应力腐蚀性能和断裂韧性。中心环材料为40Cr2M0VW合金钢锻件。护环外径为φ1228mm，内径为φ1042mm，厚890mm。中心环外径为φ1028mm，内径为φ920mm，厚86mm。护环为悬挂式结构，其与转子本体热套面处采用环键作为轴向固定。
转子绕组端部由护环和中心环紧固。护环绝缘为整体圆筒式，热套在护环内，其内表面粘有滑移层。护环与转子本体端部为热套配合，轴向限位采用开口式环形键，护环与中心环亦热套配合，轴向限位采用弧形键。
在转子绕组端部绝缘端环上设有环氧玻璃布弹簧板，弹簧板顶在中心环上以压紧绝缘端环。护环绝缘内表面、楔下垫条、槽衬内表面粘接的聚四氟乙烯滑移层能减少绕组胀缩时的阻力，防止导线蠕变或绝缘磨损。
⑶ 转子线圈
转子线圈直线部分采用冷拉含银铜线，含银量为0.085％，转子线圈端部铜线采用含银无氧铜线，含银量为0.085％。
每一磁极下，有8组线圈，其中1号转子线圈为6匝，2～8号线圈均为8匝。每匝铜线之间垫一层0.4mm厚的玻璃布板作为匝间绝缘。每匝铜线由上、下二根铜线组成，
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每一圈铜线由2股直线部分、2段圆弧部分和4个圆角经钎焊拼成，焊接处采用西屋公司的舌榫接头，以确保焊接质量。
转子线圈的槽内直线部分共分为11个风区，其中5个进风区，6个出风区。每个风区设置二排径向斜流的通风孔，每个通风孔的尺寸为4.5×55mm2。
转子线圈的槽外直线部分设有二路侧面进风孔，一路是将风流经二根铜线中间的通风凹槽引入直线部分槽内的端部径向斜流出风区，另一路是将风流经二根铜线中间的通风凹槽引向端部线圈的圆弧部分，经过磁极中心线的侧面出风孔排出。所有转子线圈端部进风孔尺寸为8×8mm2(1～5号线圈)和8 ×10mm2(6～8号线圈)，端部出风孔的尺寸为8×8mm2。
槽内的楔下垫条由一面贴有聚四氟乙烯滑移层的玻璃布板做成，在楔下垫条上开有通风孔。转子槽绝缘厚度为1．2～1．4mm，槽绝缘内与转子线圈接触面也敷有聚四氟乙烯滑移层。转子线圈护环下的绝缘由玻璃布卷成的玻璃皮筒加工而成，在护环下绝缘与端部铜线接触的内圆也贴有聚四氟乙烯滑移层。
⑷ 磁极引线
转子线圈的磁极引线为J型，J型磁极引线与转子1号线圈之间的挠性连接线和轴向引线，由径向导电螺钉装配。
在发电机励端中心孔中装设轴向导电杆，两导电杆分别通过径向导电螺钉与转子绕组磁极引线相连接，轴向导电杆在励端处形成J型的由含银铜片钎接成的柔性连接板与无刷励磁机转子引线构成电气联接。轴向导电杆及径向导电螺钉均由高强度的锆铜合金制成。
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导电螺钉与导电杆的连接采用改进型的惠氏螺纹。轴向导电杆在中部分段处亦采用柔性连接结构，以吸收由于温度变化引起变形，保护密封。轴向导电杆的励端端面连接螺纹孔内设置不锈钢丝螺丝套。防止损伤基本金属导电螺钉外垫滚包环氧玻璃绝缘，导电螺钉与转轴之间的密封采用人字形耐热氯丁橡胶密封圈及压紧螺帽结构，密封效果良好。
⑸ 转子风扇
在转子两端护环外侧分别装设单级浆式风扇，以驱动发电机内氢气循环。
风扇由座环和叶片组成，座环由高强度合金锻钢制成，热套在转轴上。叶片由高强度铝合金锻成，并按规定的扭转角度把合在座环上。
3.3 发电机的冷却系统
QFSN—600—2YH型汽轮发电机采用水氢氢冷却方式，即定子绕组为水内冷，转子绕组和定子铁芯及结构部件为氢冷。
⑴ 发电机的内冷水路
定子冷却水首先进入发电机励端的进水汇流管，经聚四氟乙烯绝缘引水管分别进入上下层线棒，再经汽端的聚四氟乙烯绝缘引水管进入汽端回水汇流管，最后返回外部水系统中。
定子冷却水的进出水汇流管为不锈钢管，冷却水的进出水口分别位于进出水汇流管顶端的外侧面，以保证定子绕组在运行时充满水及水系统故障时不失水。两端汇流管间通过设在机座外顶部的小管径联通管连通，在联通管上设置排气和防止虹吸现象的连接管，排
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气管经过隔离阀引至大气，防虹吸管引至内冷水箱的顶部气侧空间。汇流管的最低位置处设有排污法兰接口。
定子绕组的引线、引出线及定子出线瓷套端子的冷却水路为串联式单独水路，然后与定子绕组冷却水路并联。首先，冷却水自励端汇流管经绝缘引水管进入引线铜排，经引线的出水端绝缘引水管与主引出线的进水接头相连接，再经绝缘引水管进入瓷套端子的导电杆内循环，然后经出水绝缘引水管进入出线盒内的小汇流管，小汇流管经机座外部的连接水管与发电机内的汽端回水汇流管相连，其冷却水与定子线棒的冷却水汇合后再回到外部水系统，这样可避免引线失水。
中性点的连接母线板亦为水内冷，水路与出线瓷套管端子的水路串联。
⑵ 发电机的氢气冷却风路
QFSN—600—2YH型汽轮发电机采用气隙取气径向通风系统，其特点为：在发电机两端的顶部对称布置横向装配的氢气冷却器，在转子两端对称布置螺浆式轴流风扇。氢气冷却器外罩的热风侧跨接在定子机座的端部热风区，冷风侧的出风区在机座端部的上部，由机座隔板、内端盖以及导风环构成风扇前后的低、高压风区。
发电机采用五进六出的冷却风路，即定、转子沿轴向共有11个通风区，5个进风（冷风）区，6个出风（热风）区，进出风区相间隔分布。
① 转子部件的通风回路
发电机转子绕组风路分为直线风路和端部风路，端部风路分为两路，一路冷却端部直
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线部分，另一路冷却端部圆弧部分。转子绕组端部下部由风区隔板隔成4个风区，位于大齿的风区为绕组端部圆弧段的出风区，热风经转子本体端部的通风槽进入气隙；位于小齿中心的风区为进风区，各线圈的进风孔设在各匝导线的端部直线段上，冷氢通过各匝导线
的轴向通风沟进入转子槽部后经斜向风孔进入气隙热风区(第1、11风区)。 转子绕组直线风路沿轴向分11个风区，其中1、3、5、7、9、11等6个风区为热风区(出风区)，第2、4、6、8、10等5个风区为冷风区(进风区)，即采用五进六出的形式。氢气在进风区经转子槽楔的风斗，进入转子线圈和进风侧通风孔，斜向至底匝导线后转向，经出风侧通风孔再进入风区的槽楔风斗，返回到气隙，完成转子绕组直线部分的氢气循环。
转子绕组的通风回路如图3—2。
图3—2 转子绕组通风回路
转子磁极引线采用内冷结构，冷氢自励端导电螺钉附近的进风区进入磁极引线，然后在位于转子绕组端部出风区的出风孔排出，再自转子本体的通风槽进入气隙。
转子绕组极间连线的进风孔位于转子绕组端部的进风区，而出风孔位于出风区，在其内部流通的氢气从出风区排出后亦进入气隙。
② 定子部件的通风回路
定子部件的通风回路与转子回路相对应，通风回路如图3—3。
图3—3 定子通风回路
定子机座和铁芯也分为11个风区。在铁芯背部的机座隔板上装设分别通到各冷风区
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的轴向通风管，冷氢由机座端部分别进入各冷风区，冷却定子铁芯和转子绕组后返回到热风区，经热风管汇集于第1和第11风区后，再进入冷却器罩的热风侧，然后经冷却器换热冷却后，再进入风扇前，经风扇加压后重新进行循环。
定子铁芯本体设有95个径向通风道供氢气通过以冷却铁芯。定子铁芯端部压指处也设有径向通风道以冷却端部构件。
端部磁屏蔽上共设有4个径向通风道，由磁屏蔽端板、分压压板、绝缘档风板、背部档风环构成磁屏蔽的风路，冷氢自磁屏蔽的内锥面进入径向通风道，冷却磁屏蔽后进入背部，经端板上的轴向通风孔进入第1、11风区，再进入冷却器完成循环。
在定子绕组端部的内可调绑扎环上设有风路隔板，该环与转子护环间的等效间隙为25mm，该环的作用为节制进入气隙的风量以调整进入定子第1、第11风区及转子端部风量。
为防止发电机冷热风区之间串风，除在铁芯背部设置风区档板外，在发电机气隙中装设径向风区隔环，考虑到装插转子等问题，该径向风区隔环为5／6圆周式。这将有效地加强转子的通风冷却，进一步降低转子绕组的温升。
发电机出线盒设有单独的风路，如图3—4所示。出线盒的进风孔设在主引线旁侧的绝缘挡风板上，它们与定子端部的高压(冷)风区相通，而出风孔与机座法兰板上的出风孔相通并与机座端部设置的风道相连接，氢气经该风道进入第1、第11风区再进入冷却器完成循环。
图3—4 定子出线盒风路
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3.4 发电机的监测系统
发电机的监测系统包括温度测量、振动测量、对地绝缘电阻测量及漏水检测等。
⑴ 定子铁芯测温
在定子汽励两端的边段铁芯各埋置4个热电偶，汽励两端部铁芯的压指及磁屏蔽上各设置2个热电偶，在铁芯中部两个热风区的齿部和轭部各埋置4个热电偶，共24个热电偶元件。
⑵ 定子绕组及主引线测温
在汽端定子槽部上下层线棒之间埋置电阻测温元件，用来测量定子绕组温度。每槽1个，共42个。
在汽端出水汇流管的水接头上设置测量上下层线棒出水温度的热电偶，每个接头各1个，共84个。
在出线盒内小出水汇流管的水接头上各装1个热电偶，测主引线及出线瓷套端子的回水温度，共6个热电偶元件。
⑶ 定子绕组冷却水进出水测温
在励侧进水汇流管和汽侧出水汇流管上各设1个双支式热电偶，共2个。
⑷ 氢冷却器前后氢温测量
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在汽端和励端氢冷却器外罩内的冷风侧和热风侧各设置1个双支式电阻测温元件，两端共4个。
⑸ 发电机内氢温测量
定子机座风区隔板上设有热电阻测温元件，每个风区一只，共计11只。
⑹ 轴承测温
在汽励两端的轴承瓦块上各设置1个双支式热电偶，两端轴承共2个双支式热电偶元件。
⑺ 转子振动测量
在汽励两端的轴承外挡油盖上各设一个非接触式拾振器，测量转子轴颈振动，两端共2只。
⑻ 对地绝缘电阻测量
在发电机励端轴承座、轴承止动销、轴承顶块、中间环及外挡油盖处均设双重对地绝缘，在这些部件上均接有引出到机外的测量引线，供在发电机运行期间监测其对地绝缘电阻。
⑼ 发电机漏水检测
在发电机出线盒底部、机座中心底部、汽励两端冷却器下部及中性点外罩底部，均装
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设法兰，用管道与装设在机外的浮子式发电机漏水探测器相连接，用来检测这些部位是否有漏水汇集。
3.5 无刷励磁机组的结构
无刷励磁机组由永磁机、主励磁机和旋转整流装置三大部分组成。
永磁机定子产生的高频400Hz的交流电经两组全控整流桥整流变成直流后供给主励磁机定子励磁绕组，主励磁机电枢输出的中频200Hz的交流电供给旋转整流装置，整流器的直流输出构成发电机的励磁电源，并通过转子中心孔导电杆馈送至转子的磁场绕组。无刷励磁机组直接由汽轮发电机组转轴驱动，因此是一个相当可靠的无刷励磁系统。
整个无刷励磁机组是全封闭在一个整套的卸吊型外罩之内，装备有空气循环冷却系统，以保证在额定温度范围之内运行。
⑴ 旋转整流器组件
旋转整流器组件固定在励磁机轴上, 剖面图如图3—5所示。旋转整流器电路是一个8Y并联三相全波整流电路，每相有两条臂，共有6条臂，每条臂上并联16个硅整流管，共装有96个硅整流管，每二个并联硅整流管与二个并联保险丝串联连接，以便在有个别硅整流管故障时，熔断保险丝断开故障元件，这种结构能防止对于主励磁机的任何危害，并在每相25%的硅整流管受损时，励磁系统能保证发电机在额定负载下连续运行，且满足强励要求。保险丝与一个指示器组成整体结构，当保险丝断开时触发指示器，并由弹簧作用或离心力作用沿着径向移出。在设备运转时从罩上装设的观察窗用频闪灯能很方便地观察到。二个并联硅整流管跨接电容器，用于峰值电压保护，每个电容器串联一个小型保险
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丝，其目的是为了在电容器故障时，断开该电容器。
每个硅整流管固定在两个翼形散热器中，由散热器把产生的热量消散出去。这些二极管散热器、电容器及保险丝装配成组件单元，几个组件单元并联连接在电桥电路的每个桥臂上，当需要更换有缺陷的电路元件时，可方便地拆下该故障单元更换。为确保励磁机组平衡，换上的元件与有缺陷的元件重量之差必须在3克之内。
整流器部件的保险丝、硅整流管、散热器、电容器及其保险丝和有关整流电路都可靠的分别固定在整流环内表面。正负极整流环由高强度合金钢加工成鼓形。整流环套放在转轴的绝缘层外面，采取大的过盈配合，机环与转轴之间几个大的绝缘键把整流环可靠地装配到转轴上，能承受大的旋转力矩和短路力矩。来自电枢的交流电通过三相桥式整流电路整流后供给发电机磁场。
图3—5 旋转整流环剖面图
1 整流二极管 2 二极管串联保护熔断器 3 二极管并联保护电容器 4 绝缘垫块 5 负极整流环
6 正极整流环 7 负极导电杆 8 正极导电杆 9 绝缘套 10 绝缘隔板 11 导电杆
⑵ 交流主励磁机
交流主励磁机结构图如图3—6所示。主励磁机转子电枢铁芯由高强度不老化的硅钢片组成，硅钢片的两面用绝缘材料处理，铁芯热套在轴上。用压力机加压压紧铁芯，当铁芯收缩后，打楔形键将冲片紧固在轴上，并在电枢铁芯两端的端压板之间紧密固定住。两
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端压板也起支承线圈的作用。
图3—6 交流主励磁机结构示意图
1 定子绕组 2 磁极 3 机座 4 励磁密封 5 磁极绝缘螺杆 6 夹具 7 电枢铁芯 8 电枢绕组
9 线圈端部支撑 10 主轴 箭头表示冷却气流方向
电枢绕组（交流绕组）通过选择导线和股线尺寸，把涡流损耗减至最小。绝缘的股线组装成线圈之后经浸绝缘漆，以充满全部空气间隙并使线圈坚固。线圈经绝缘试验后，用槽楔固定在转子槽中。为使线圈承受由短路或过速引起的最大机械应力，线圈端部用玻璃丝带绑扎环支撑线圈。支撑环是为保证线圈的坚固而加工的。线圈支撑区域和线圈装配使用一种玻璃纤维垫层。电枢绕组接成六相星形，并把整个电枢放在烘箱中固化，从而形成一个坚固的整体。
主励磁机的定子上共有4对磁极，以便在转子交流绕组中产生频率为200 Hz的交流电源，磁极是用铆钉将薄钢片铆接而成，或用螺栓在高压力下将薄钢片把紧而构成。这些磁极用螺栓把紧在机座上，螺栓穿过机座拧入迭片磁极的螺孔中。励磁绕组通常做成独立的线圈部件，或直接环绕磁极体绕制成线圈。相邻的线圈用铜带串联连接，以提供正确的极性。从绕组中接出2根引线（正极和负极）到接线板上，以通过电压调节器所提供的励磁电流。
⑶ 永磁发电机
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图3—7 永磁发电机结构图
1 定子机座 2 转子磁极支撑 3 接线板 4 主轴 5 连接轴 6 磁极
7 电枢绕组 8 电枢铁芯 9 永磁机支撑 10 风扇
永磁发电机作为副励磁机并向自动励磁调节系统和DEH提供后备电源。永磁发电机装于励磁机转轴的外端，它由永磁铁外转子和定子构成，结构如图3—7所示。永磁铁由稀土钴永磁材料制成，共有8对磁极。定子绕组为三相输出，输出交流电的频率为400Hz。永磁发电机是由空气通风冷却，此空气为主励磁机通风空气的一部分。
⑷ 无刷励磁机的通风
励磁机装有两个冷却器，冷却器安装在罩内，整个无刷励磁机组是密闭循环空气冷却的。空气直接通过励磁机罩，一路到二极管整流环，另一路通过交流励磁机。一部分空气由二极管整流环本身的抽气作用流经二极管整流环进行冷却，另一部分空气由装于轴上的风扇驱动流经交流励磁机进行冷却。
对外罩应采取措施消除空气渗漏。漏气会导致灰尘吸入到励磁机中。
3.6 发电机接地检测系统
当发电机运行时，利用接地检测系统来测量励磁机电枢、整流器、主发电机转子和全部内连接导体的绝缘电阻。
检测系统由4个检测碳刷的刷架组件和一个交流电磁线圈构成，此电磁线圈将碳刷移
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入到与滑环接触。其中一个滑环直接用联轴器充当，另一个滑环用合适的绝缘件与转轴绝缘，并通过绝缘导线与发电机侧的整流环相连接。
通过引线取得接地检测器碳刷的输出，此输出送给装设在励磁机底座上的端子板，然后送至控制室中的自动接地检测仪表板。
自动接地检测装置提供对励磁机转子和主发电机转子整个励磁系统的接地检查，每24小时检查一次，探测时间为1分钟。依据接地检测结果，此系统会使相应的报警和指示器动作，也可手动远距离进行接地检查。
当接地检测器电路无论自动或手动动作时，直流试验电压加于滑环上，并产生一个对地接通的小环流。此电流反比于绝缘电阻，接地检测系统能整定报警的绝缘电阻值。
4. 同步发电机的并列运行
所谓并列就是两台或更多的发电机将其三相绕组分别接在电力系统的对应母线上或通过变压器、输电线路再接到电力系统的对应母线上，共同向负载供电。并列运行的优点在于提高供电的可靠性及电能质量，合理地利用动力能源及发电设备。
4.1 同步发电机并列运行的条件和方法
将同步发电机并入电网，必须满足一定的条件，否则就会产生很大的冲击电流而造成严重的后果。根据所定的条件不同，并列方法可分为两种，即准同期法和自同期法。
⑴ 准同期法
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发电机与电网并列时必须做到两点，即合闸时没有冲击电流及并列后能保持稳定的同步运行。采用准同期法并列能达到这两点要求，但是，待并发电机和电网两方面应满足下列条件：
a. 待并发电机的电压UG和电网电压UN大小相同。
b. 待并发电机的电压UG和电网电压UN的相位相同。
c. 待并发电机的频率FG和电网频率FN相等。
d. 待并发电机的电压相序和电网电压相序相同。
如果发电机并列时不符合上述条件，将产生不良后果。为便于分析，在讨论其中一个条件不符合要求时，假定其它条件都已符合要求。
① 电压大小不等
下面用单相线路图来分析(如图4—1 )。图中所标箭头为假定正方向，Xd是发电机的次暂态电抗。
图4—1 发电机并列单相线路图 图4—2 电压大小不等时的向量图
在断路器K未合闸时，ab两点间存在着电压差ΔU=UG－UN。当ＵG≠ＵN时，合闸（并列）后就会有冲击电流流过。假定该电网是无穷大容量（ＵN =常数，综合阻抗Ｘ=0），则冲击电流的周期分量可由下式计算出（忽略待并电机的电枢电阻）：
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UIcj=jXd
Icj是无功性质的，它落后ΔU 90°，其向量图如图4—2所示。
由于Xd数值很小，冲击电流可能达到很大的数值。所以，电压不相等时进行并列，将在发电机和电网间出现无功性质的环流，该环流将对电机绕组产生较大的作用力。
② 电压相位不一致
待并电机电压和电网电压相位不一致时也出现电压差ΔU=UG－UN，因而在合闸时也会有冲击电流Icj产生。当UG与UN相位差180°时，ΔU达最大值，等于2UG。如图4—3所示，此时冲击电流有最大值。很大的冲击电流会产生巨大的电动力和引起电机发热。若UG与UN的相位差在0～180°之间时, 冲击电流中将包含有功分量Iy，此电流将在发电机轴上产生冲击力矩。
(a) (b)
图4—3 电压相位不同时的向量图 图4—4 频率不等时的向量图
（a）相位差180°（b）相位差较小
③ 频率不等
当待并电机的频率和电网的频率不等时, 从电压向量图上看就是UＧ和UＮ的旋转速
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度不一样, 其间有相对运动，如图4—4。UＧ以ωＧ角速度旋转, UＮ以ωＮ角速度旋转。我们可看成UＮ对UＧ以Δω=ωＮ－ωＧ的角速度旋转，此时的电压差ΔU=UＧ－UＮ是变化的，ΔU时大时小成了拍振电压。由此拍振电压产生的拍振电流也时大时小，并出现有功分量，该有功分量电流在电机轴上产生变换着方向的力矩，使发电机振动。此外，当频差大时，由于转子磁极和电枢磁场间相对速度过大，也很难拉入同步。
如果并列时频率相差不大，则有功分量电流所产生的力矩会起到使发电机拉入同步的作用，这种作用称为自整步作用。
④ 相序不同
相序不同的后果是发电机永远不能拉人同步，在并列时还会产生很大的相当于相间短路的环流，强大的电动力可能使发电机遭受严重的损坏。
从上述分析可知，必须符合准同期的四个条件，才能避免并列合闸时出现的冲击电流。凡不符合准同期条件进行的并列叫做非同期并列，非同期并列将产生很大的冲击电流，造成发电机及有关电气设备严重损坏，甚至造成定子绕组端部扭弯、绝缘崩裂、焊点熔化等严重后果，因此必须严防非同期并列。
在实际并列操作中，很难做到并列条件完全符合，故一般还是有一允许范围的，如频率偏差不许超过0.2～0.4%，电压偏差不允许超过5～10%，电压相位差允许在10°以内。
准同期法并列有两种情况，即手动准同期和自动准同期，一般情况下应首选自动准同期方式并网。
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⑵ 自同期法
准同期法虽有避免冲击电流的优点，但在事故情况下往往因电压、频率不易调到能满足前述条件的程度而耽误并列，所以有些电厂也采用自同期法并列发电机。所谓自同期法，就是先将发电机的转速升到额定值，在转子绕组不给励磁电流的情况下即合上断路器，也就是让发电机先与电网并列，然后给励磁电流。
由于待并发电机在合闸时本身尚无励磁，避免了可能因两个电压数值相加而造成的具有
破坏性的巨大冲击电流，但是自同期法并列相当于把一个有铁芯的电感线圈接入电网，合闸瞬间的冲击电流还是不能完全避免的。为了电机及其它有关设备的安全，通常规定一个允许冲击电流值，即自同期冲击电流产生的电磁力不超过发电机出口三相短路电流所产生电磁力的二分之一。
自同期并列时，由于电网与所并的发电机间连接线路的电压降因冲击电流流过而增大，将造成该发电机所连的母线电压降低，为此要求电压降低值和电压恢复时间应在允许范围内，这是采用自同期法并列的充分条件。
自同期法具有合闸迅速，装置及操作较简单，能应付事故情况下紧急并列等优点，但有冲击电流大，合闸时电网电压降低等缺点。
4.2 同步发电机的稳定分析
⑴ 静态稳定分析
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发电机直接与无限大容量系统并联运行时，当发电机电动势Eq和系统电压U的大小
EqU为某一定值时，发电机可能向系统输出的最大功率为Pmax = Xd。只有发电机的输出功率小于Pmax时，汽轮机和发电机的功率才有可能平衡。当汽轮机在某一固定输出功率P1时，见图4—5，它与功角特性曲线有两个交点，即a点和b点。若略去发电机的空载损耗，则两个交点a和b都满足功率平衡关系，相应的功角分别为δa和δb。在这两个功率平衡点是否都能稳定运行呢？那就要看其受到小的扰动以后能否回到原来的工作点。如果在某一点运行时受到小的扰动，如负荷波动后能恢复到原来的工作点，我们就称这一工作点是静态稳定的工作点，反之，如果在某一点运行时受到小的扰动后不能回到原来的工作点，
我们就称这一点是静态不稳定的工作点。据此可分析a和b两个工作点是否都能稳定工作。
在功角特性图中的a点，假设由于某种原因（如汽机调门摆动）使发电机的功角δa产生了一个微小的增量Δδ，则发电机工作点移到a点处，正的角增量Δδ使发电机的输出功率增加ΔP，但此时汽轮机的功率仍维持恒定而等于P1，发电机功率变化的结果，使发电机和汽轮机间转矩的平衡遭受破坏。扰动后 (在a点)，由于发电机的电磁转矩超过了汽轮机的机械转矩，阻力矩增大，于是发电机的转速开始变慢，使发电机电动势与系统电压之间的功角减小，运行状态又恢复到起始的a点。所以在a点运行是能够稳定的。同理，当a点处产生一个负的角增量Δδ时，发电机输出功率减小使发电机的电磁转矩(阻力矩)小于汽轮机的机械转矩，于是机组的转速加快，相应地使发电机电动势相对于系统电压的旋转速度加快，发电机又恢复到原先的工作点a运行，这也说明a点工作是静态稳定的。
对于b点处，情况将完全不同。这时正的角增量Δδ带来的是负的发电机功率变量ΔP，使得发电机的电磁功率小于汽轮机的机械功率，引起了具有机组加速性质的转矩出现，在它的作用下，功角δb非但不会减小，反而增大。而随着功角的增大，发电机的输出功率将继续减小，因而会引起功角的继续增大，这时发电机的工作点将由b点沿特性曲线不断向
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下移动而失去同步，所以工作点b是不稳定工作点。
依据上述分析结果，从数学角度分析，发电机维持静态稳定运行的条件是
dP0d
由功角特件曲线可以看出，δ< 90°时，发电机能稳定运行，δ> 90°时，发电机不能稳定运行，为非稳定区。在δ= 90°时就达到稳定极限，此时对应的电磁功率称为理论静态稳定极限功率。
在实际运行中，发电机应在稳定极限范围内运行，且应留有足够的静态稳定储备，发电机正常运行的功角一般是30°～ 45°。
图4—5 发电机的功角特性曲线 图４—６ 发电机经外阻抗接入无限大容量系统
⑵ 暂态稳定分析
暂态稳定是指输电系统发生突然的急剧的大扰动(如短路故障、输电线路突然切除等)时，发电机能否继续维持稳定运行的能力，即能否回到原来的工作状态或过渡到新的工作点稳定运行，继续保持与系统同步。
如图４—６，发电机经外阻抗并入系统，功角特性关系式为
EUEUsinsinXdXSXP
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在双回输电线路中突然切除一回输电线路时，如果不考虑发电机的电磁暂态过程，即认为Xd不变，那么，当输电线路的一条回路被切除后，发电机电势E至系统母线间的总电
EU抗，将由X=Xd+XT+XL/2增大为X/=Xd+XT+XL，所以这时的功率极限值由Pmax=X减
EU/小到 Pmax=X。正常运行和切除一回线路后的功角特性曲线如图４—７所示。
图４—７ 切除一回线路后的发电机功率、相对角速度与功角的关系 图4—8 功角δ随时间t振荡波形
如果在切除一回线路前，发电机工作在功角特性曲线1的a点，那么，在切除一回线路
的瞬间，由于发电机转子的惯性，功角不能突变，因此发电机的工作点将由原来的a点突然转移至新的功角特性曲线2的b点，使发电机输出功率突然减小。这时，由于汽轮机调速系统的滞后调节作用，汽轮机的功率P1在短时间内可认为仍然保持不变，这样发电机的电磁转矩就小于汽轮机的机械转矩，于是就引起了转子的加速过程，使原来都以同步速度旋转、角度相差δa的发电机电势E和系统电压U中的E加速，随着E对U的相对速度v(即向量E与U旋转速度之差)的产生并加大，引起角δa的加大，于是运行状态从b点沿曲线2向c点移动，当到达c点时，发电机功率与汽轮机的功率相等，过剩转矩等于零，E对U的相对速度达到最小值，但是，由于转子惯性关系，工作点将越过c点继续移动，使功角δ继续增大。
越过c点以后，随着功角δ的增大，发电机电磁功率超过了汽轮机的机械功率，因而
转子受到减速性的制动转矩的作用而减速，即相对速度v逐渐减小，到达d点时，转
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子在加速运动中(c点以前)所积聚的动能已释放完毕，相量E对U的相对速度v = 0，功角δ达到最大值。但由于此后发电机功率仍大于汽轮机功率，使发电机转速继续减小，相对转速变为负值，于是，功角δ开始减小，工作点又返向退回到c点，由于惯性关系，工作点又会越过c点向b点方向移动，在靠近b点的某处，功角δ到达新的最小值，然后又开始增大，如此经过多次减幅振荡后，稳定在c点运行。此时汽轮机功率仍然是P1，而功角却由原来的δa增大到δc了。相对速度v随功角δ变化的情况如图4—7所示，功角δ随时间t振荡的图形如图4—8所示。
上述分析说明，发电机与系统并联运行时受到突然的急剧的扰动之后，能过渡到新的稳定状态继续运行。可是，过渡过程也可能有另一种结局。如果在上述运行状态变化的过程中，角振荡的第一个周期内，相对速度v未达到零值以前，δ的最大值已经等于或超过临界角δe，即运行状态越过e点，发电机转矩又小于原动机转矩，即出现加速性质的过剩转矩，那么发电机就不可能过渡到新的稳定运行状态，相对速度将不断增大，最后导致发电机失去同步。
系统受到较大扰动后，能否重新过渡到新的稳定状态下运行，可简单地用面积定则来确定。如果加速面积Sabc小于最大可能的减速面积Scdf，则发电机就能过渡到新的工作点稳定运行，反之，如果加速面积Sabc大于最大可能的减速面积Scdf，则不能保证发电机暂态稳定。因此，保证发电机暂态稳定的充分必要条件是Sabc 47 短路故障是破坏系统稳定的主要原因。发生短路故障时，会引起系统电压及发电机端电 压降低，而且短路电流是电感性的，它对发电机产生去磁作用，使发电机电势降低，从而也降低功率极限，可能使发电机失去稳定。如果发生故障使端电压迅速降低时，立即增大发电机的励磁电流，提高其电势将有利于保持系统运行的稳定性。这是提高系统暂态稳定的措施之一。 提高系统运行稳定性的措施有： a. 改善励磁系统的特性。 b. 采用强励功能。 c. 提高保护动作的快速性，采用自动重合闸装置。 d. 汽机调速系统采用调门快关技术，保证故障后第一个周期内减弱功角的摆动。 4.3 同步发电机的工作状态与无功功率调节的关系 在电网中，如果无功功率不足，就会导致整个电网的电压水平下降，这是不能允许的。因此同步发电机与电网并列后，不但要向电网输送有功功率，而且还要向电网输送无功功率。当发电机与无穷大容量电网并列运行时，假定有功功率输出不变，只要调节励磁电流就可达到调节无功功率目的。 调节励磁电流时，发电机电势Eq将按其空载特性相应的变化。因此，要研究发电机工 48 作状态与励磁电流if的变化关系，可转为研究发电机工作状态与发电机电势Eq的关系。 根据电压向量图可得发电机的有功功率和无功功率的方程式，即: UGEqP = Xdsinδ UGEqQ = Xd2UGsinδ－Xd ⑴ 发电机空载 当发电机输出有功功率为零时，调节励磁电流，发电机工作状态所发生的变化可直观地从向量图中看出。 （a） （b） （c） 图4—9 空载向量图 图4—10 P为常量时的电压向量图 如图4—9，（a）为励磁磁势F0等于合成磁势F的情况，定子电流I及电枢反应磁势Fa均为零。此时的励磁电流被称为空载正常的励磁电流(ifo)。加大励磁电流，励磁磁势F0相应增大，但因UG为常数，所以合成磁势F亦为恒定值，因此，F0增大后，将使定子绕组产生一个滞后于UG的电感性电流分量Ir，且I = Ir，该电流产生一个去磁的电枢反应磁势Fa以抵消F0的增量，达到维持磁势平衡，即Fa + F0 = F且为常数，如图（b所示，发电机发出电感性无功功率(+Q)，此时励磁电流称为过激的励磁电流(if)。反之，如果减小励 49 磁电流，F0相应减小，则定子绕组中出现超前于UG的电容性电流分量Ir，且I = Ir，该电流产生助磁的电枢反应磁势Fa补偿F0的减小，使Fa + F0 = F维持不变，发电机发出电容性的无功功率（－Q），如图（c）所示，此时励磁电流称为欠激的励磁电流(if)。 ⑵ 发电机有功功率为常量 由发电机的有功功率和无功功率方程式可以看出，当P和UG为常数，Xd不变时，励磁电流的变化将引起Eq、Q、δ等参数的变化。 图4—10示出4种不同励磁电流值时的相应各电气量。当励磁电流变化时，在P为常数的条件下，Eq的变化轨迹为平行于UG的A1A4线段，相应的定子电流的变化轨迹为DD线 '段。 在向量图中，电压降向量IXd在横轴和纵轴上的投影分别正比于发电机的有功功率和无功功率，在P为定值而励磁电流变化时，电抗压降IXd向量在横轴上的投影将保持线段A1B不变。所以Eq的变化轨迹是平行于UG且与UG距离为A1B的直线。线段BC正比于发电机的无功功率，它是随励磁电流的变化而变化的。 由向量图可以看出对应四种不同励磁电流下发电机的工作状态： a. if = if2 相应的Eq=Eq2，这时定子电流I=I2=Ia，I2与UG之间的夹角φ1=φ2= 0，cosφ2=1，即定子电流仅有有功分量。所以Q2 = I2Xdsinφ2 = 0，无功功率输出为零。由于有功功率仍保持不变，此时定子电流呈现最小值。 50 b. if = if1>if2 此时发电机处于过激运行状态。Eq1 > Eq，φ1＞0且cosφ1＜1，定子电流I1＞I2，除有功分量Ia外，还出现一个滞后UG 90°的无功分量电流Ir1，发电机输出电感性的无功功率，通常规定为正值，即Q1＞0，δ1＜δ2。 c. if = if3 对应的Eq4与UG的夹角δ4 = 90°，发电机达到静稳定运行极限，如果 if 继续减小，δ>90°, 发电机进入不稳定运行区。 图4—11 P恒定，励磁电流变化时 图4—12 定子电流随励磁电流变化的V形曲线 Q、I、δ、cosφ的变化曲线 当励磁电流if连续变化时，发电机各电气参数的变化关系如图4—11，随着if(Eq)的变化，无功功率Q也在变化，所以调节励磁电流可以调节发电机的无功功率，随着if的减小，功角总是增大的，但是，当δ＞90°时，发电机静态稳定遭到破坏而失去同步。 51 以上讨论是以发电机输出有功功率P恒定为前提，当有功功率变化时，如P=P1、P2……，在图4—10中，Eq将有不同的变化轨迹，同时I = f ( Eq)曲线也将随P值的增大而发生位移，这就构成了图4—12所示的V形曲线。由该图可以看出: a. 各条V形曲线的最低点，对应的cosφ值均为1，是仅输出有功功率的工作状态， 连 接各条V形曲线上的cosφ=l的点，便得出一条稍微向右倾斜的虚线，这说明当输 出为纯有功功率时，要想增大有功输出，必须相应地增大励磁电流。 b. 同步发电机存在一个不稳定运行区，不稳定运行区的边缘就是各个P值曲线中δ = 90°点的连线。在向量图中Eq4已处于稳定边缘, δ4 = 90°，此时，如再减小励磁，则出现 UGEq原动机功率Pm＞Pmax>Pe.max =Xd，剩余功率的出现使转子加速，失去同步。由图看出，当P越大时，维持稳定运行所需的励磁电流亦越大，也就是说，若输出有功功率P较大，而if较小时，极易进入不稳定运行区。所以在实际运行中，发电机在增大有功负荷时，其励磁电流也需相应增大，且必须大于所限制的最小励磁电流值。 c. V形曲线图中，发电机在cosφ=1曲线右面区域运行时，是过激状态，发电机输出电感性无功功率，发电机在cosφ=1曲线左面区域运行时，是欠激状态，发电机从电网吸收电感性无功功率。 4.4 同步发电机的工作状态与有功功率调节的关系 同步发电机与无穷大容量电网并列运行时，当发电机输出有功功率P = 0时，原动机功率Pm等于空载损耗功率P0，当发电机要向电网输出有功功率时，就需加大原动机转矩，即开大汽机汽门，使转子加速，δ角增大，相应地在转子上产生制动的电磁转矩。当满足 52 Pm= P0+Pe时，又进入新的稳定工作状态，转子仍维持同步转速。因此，调节原动机的功率Pm，就可以改变发电机输出的有功功率P。 现假设UG=常数，且if =常数时，分析有功功率与发电机工作状态的关系。 由发电机有功功率和无功功率方程式可知，当P变化时，δ、Q随之变化，从而I、cosφ也相应变化。图4—13示出该变化的关系。 图4—13 Eq为常数时的电压向量图 图4—14 Eq为常数时的各量随δ变化的关系曲线 当P = P1时，电压三角形为OOA， AO=Eq ，电压降jI1Xd在横轴上的投影P1A正比于 P1，而在纵轴上的投影P1O正比于无功功率Q1。当有功功率P由P1增大到P2时，由于Eq为常数，所以Eq的顶点A的变化轨迹是以O为圆心，以 OA为半径的圆弧，取BO=P2， 得到新的电压三角形OOB。随着P的增大，功角δ由δ1增大到δ2，功率因数角由滞后的φ1变为φ2 = 0，由于cosφ=l，定子电流仅为有功分量。同样，当P = P3时，δ角增大到δ3，φ角由滞后角变为超前的φ3，定子电流值增大且相位超前于UG，无功功率Q3＜0，此时，发电机由向电网发出无功变为从电网吸收无功。 在UG、Eq为常数时，P与δ间有着单一的正弦变化关系，因而各电气量与P的变化关系，可以转化为各电气量与δ的变化关系，这样更便于问题的分析。如图4—14表示了Eq为常量时，P、Q、I、cosφ对δ角的变化关系曲线。 由图可以看出： 53 a. 当P增大时，只有δ也相应增大，发电机才能具有稳定工作点。由静稳定判据可知， dP电机只能在d＞0的范围内维持长期稳定运行。符合这一条件的区段为δ= 0 ～90°，并以 cosφ=1所对应的功角δ0为分点，划分为两种运行状态。因而，同步发电机具有四种运行状态。 ⑴ 发电机正常运行状态: 此段δ由0°至δ0(δ=δ0时，cosφ=l )，电机同时向电网输出有功和无功功率，即P > 0，Q > 0。 ⑵ 发电机进相运行状态: 此段δ由δ0至90°，电机向电网输出有功功率，而吸收电感性无功功率，即P＞0，Q＜0。 ⑶ 发电机作为电动机运行状态: 此段δ由270°至δ0，电机从电网吸收有功功率和无功功率，即P < 0, Q < 0。 ⑷ 发电机作调相机运行状态: 此段δ由270°至360°，电机从电网吸收有功功率，输出电感性无功功率，即P＜0, Q＞0。所吸收的有功功率，主要用来抵偿电机内部损耗，因而所需的有功功率值很小。 b. 励磁电流if为不同定值时，其各电气量与δ的变化关系也略有不同。在if减小时Eq也减小，相应的有功功率P与δ变化曲线的幅值降低。因此当原动机功率Pm不变时，在不同if值的曲线中，发电机工作点对应的δ值也不同，发电机稳定极限角是δ=90°，所以δ越大，其静稳定储备Δδ= 90°－δ越小。因此，一台与电网并列运行的发电机，在相同的有功负荷时，励磁电流越大，运行中静稳定储备越大。 c. 当if越小时, cosφ=l的点越早出现，即δ0越小，因此当发电机处于正常运行状态， 54 并向电网输送有功功率和无功功率时，为使δ＜δ0，一般在增加有功功率P的同时，也相应增大励磁电流if。 4.5 汽轮发电机的安全运行极限 在稳定条件下, 汽轮发电机的安全运行极限取决于下列四个条件: a．汽轮机的输出功率极限，其额定功率一般要稍大于或等于发电机的额定功率。 b．发电机的额定容量（兆伏安数），是由定子发热决定的安全运行极限。 c．发电机磁场和励磁机的最大励磁电流通常由转子发热决定。 d．发电机进相运行时的稳定度，当发电机功率因数小于零而转入进相运行时，电势Eq与端电压U之间的夹角δ不断增大，此时发电机有功功率输出受到静态稳定条件的限制。 图4—15 隐极同步发电机的安全运行极限 图4—15示出了具有均匀气隙的汽轮发电机安全运行的实际极限图，即隐极同步发电机的P—Q容量曲线图，简称P－Q图。假定Ｘd为常数(即忽略饱和的影响)的情况下，把电压向量图中各电压向量除以Ｘd并顺时计方向旋转90°即可得到电流向量三角形OCM。在图中U／Xd = Isco，它是在空载励磁电流ifo作用下的稳态短路定子电流，它正比于ifo。 Eq／Xd ＝Ｉsc，它是在负载励磁电流if作用下的稳态短路定子电流，它正比于励磁电流 if 。当定子电流为额定值In时，相应的励磁电流为ifn，如图中的MC线段。 55 ＩXd / Xd =Ｉ为定子电流，线段OC是定子电流的额定值In。 过Ｏ点绘一条垂直于横坐标的线段OU，（OU线段定义为图中的纵坐标），它表示发电机端电压的方向，电流Ｉ和线段OU的夹角φ为功率因数角。电流相量处在第一象限，表示负荷为滞后的，处于第二象限时，表示负荷为超前的。电流的垂直分量Ia是电流的有功分量，水平分量Ir是电流的无功分量。如以恒定电压UG乘以电流各分量，所得值分别表示有功功率P=IaＵG, 无功功率Q =IrＵG。因此图中相量不仅表示了定子电流和励磁电流的关系，还可以用OU在以Ｏ为原点的纵横坐标轴上的投影来求得Ｐ和Q。根据向量图作Ｐ－Ｑ容量曲线图，以进一步讨论cosφ变化时对出力的影响和限制。 a．定子发热 定子绕组的发热量是与定子电流在定子绕组中所产生的铜损成正比的，而铜损与定子电流的平方成正比。因而为防止定子过热，大型发电机不允许连续过负荷运行。所以I = In 的电流轨迹就是避免定子绕组过热的安全运行极限。在图中以Ｏ点为圆心，以I = In = 为半径的圆弧CG就是定子绕组的发热极限。 OC b. 转子发热 转子绕组的发热正比于转子绕组的铜损，而后者又与励磁电流的平方成正比。在额定运行情况下，励磁电流为ifn，在电压和定子电流不变时，电感性负荷功率因数角大于额定功率因数角，意味着if > ifn，转子将过热。从这一点出发，当cosφ＜cosφn时，其运行极限 56 由最大允许励磁电流所决定，通常最大允许励磁电流ifmax = ifn。因而，在图中以M为圆心，以MC = ifn为半径所画出的圆弧CD就是转子绕组过热的极限。 c. 原动机输出功率极限 为确保安全运行, 规定了原动机的额定功率Pm.n，在图中CE是发电机额定有功功率的限制线，汽轮机输出功率为GB，稍大于发电机额定有功功率。 d. 静态稳定运行极限 发电机功率因数cosφ＜０而转入进相运行时，Ｅq与U之间的夹角δ不断增大，此时发电机有功功率的输出受静态稳定条件的限制，图中的MH线段是在δ= 90°时得到的，这是理论上的静态稳定运行边界。但是，实际使用中不能使发电机运行在理论稳定极限，必须考虑一定的余量。图中ＢＦ曲线是考虑了能承受0.1Pn过负荷能力的实际静稳定极限。 由以上分析可知，用Ｄ、C、G、B、F点及相应的曲线围起的面积就是隐极发电机安全运行面积。发电机的运行点落在这块面积之内或边界上，均能安全稳定运行。 5. 同步发电机的不正常运行分析 5.1 电压、频率变动时的运行 当电力系统的无功功率失去平衡时就会出现电压变动现象。无功功率不足会使电压降低，无功功率过剩会使电压升高。当电力系统的有功功率失去平衡时，会使频率变动，同时也会使电压变动。有功功率不足会使频率降低，电压也降低，有功功率过剩会使频率、电压升高，在事故情况或负载无计划地增、减情况下，会使有功功率、无功功率失去平衡， 57 下面着重分析电压、频率超出允许范围时对发电机本身的影响。 ⑴ 电压变动时对发电机运行的影响 发电机电压允许在额定值的±5%范围内变化，若超出这个范围，就可能对发电机有不良影响。 电压高于额定值时对电机的影响： a．励磁绕组温度有可能超出允许值 若保持输出有功功率不变而要提高电压，就要增加励磁电流，这会使励磁绕组温度升高。当电压升高到1.3～1.4倍额定电压运行时，转子的表面由于脉动损耗增加更引起温度升高。这些损耗和电压的平方成正比。若维持励磁电流不变，要升高电压必须降低定子电流。 b. 定子铁芯温度升高 电压升高时，铁芯内磁通密度增加，铁耗增加，铁芯温度将升高。从铁芯温度升高这一点来看，电压升高10%，问题还不太大。 c. 定子结构部件可能出现局部高温 电压升高，铁芯饱和程度加剧，较多的漏磁通逸出铁芯扼部并穿过某些结构部件(如支持筋、机座、齿压板等)形成环路。这会在结构部件中产生涡流，可能出现局部高温现象。 58 d. 对定子绕组绝缘产生威胁 如果电机的绝缘原来就有薄弱环节或老化现象，升高电压运行是危险的。 电压低于额定值时对发电机的影响： a. 降低运行的稳定性 这里所说的稳定性包括两个意思，一个是并列运行的稳定性，另一个是发电机电压调节的稳定性。 并列运行稳定性的降低可以从功角特性看出。当电压降低时，功率幅值降低，保持输出功率不变时，必增大功角运行，而功角愈接近90°稳定性愈低。 电压调节稳定性降低，是指若运行点落在空载特性的直线部分时，只要调节很小范围的励磁电流，就会造成较大范围的电压变动，甚至有时不易控制。 b. 定子绕组温度可能升高 若要在电压降低情况下保持出力不变，必须升高定子电流，而定子电流增大会使定子绕组温度升高。 此外电压降低将影响厂用电动机的安全运行和整个电力系统的安全运行，反过来又会影响发电机本身。 ⑵ 频率变动对发电机运行的影响 59 频率允许变动范围是±0.5HZ。频率的升高极限，主要是受转子机械强度的限制。因为频率高即电机转速高，离心力大，易使某些转子部件损坏。 频率降低对发电机有以下几方面的影响: a. 转速降低使转子两端风扇的风量减少，发电机的冷却条件变坏，致使电机各部分温度升高。 b. 为了使电势不变，频率降低必须增加磁通，即增加励磁电流，这会使励磁绕组温度升高。 c. 频率降低而磁通增加时，铁芯饱和程度加剧。磁通逸出磁扼易使机座上的某些结构部件产生局部高温。 d. 频率低还可能引起汽机叶片断裂。因为频率低即转速低，当该转速引起叶片振动的频率接近或等于叶片的固有振动频率时，便可能因共振而使叶片折断。 频率降低也象电压降低一样会影响电厂厂用电及电力系统运行的安全。 往往频率低，电压也会降低，故其后果比较严重，电力系统中保持功率平衡很重要，只有保持功率平衡，才能保持电能质量(电压和频率)符合要求。 5.2 发电机的容许过负荷 发电机定子电流和转子电流均不能超过容许范围运行。但在系统发生短路故障，发电机失步运行，大量电动机启动以及强励等情况时，发电机定子或转子都可能短时过负荷。 60 电流超过额定值会使电机绕组温度有超过容许限度的危险，甚至还可能造成机械损坏。过负荷数值愈大，持续时间愈长，上述危险性愈严重。因此，发电机只容许短时过负荷，过负荷的数值不仅和持续时间有关，还和发电机的冷却方式有关，直接冷却的绕组在发热时容易产生变形，所以过负荷容许值比间接冷却的要小。短时过负荷的容许时间，可由下式决定: 150I()21 t= In 式中 t —— 容许过负荷时间 (S) In —— 发电机额定电流 (A) I —— 短时容许过负荷电流（A） 发电机不允许经常过负荷，只有在事故情况下，当系统必须切除部分发电机或线路时，为防止系统静态稳定破坏，保证连续供电，才容许发电机短时过负荷运行。发电机的运行负荷限额由发电机的容量曲线确定，发电机的容量曲线由不同氢压和不同功率因数时发电机的运行能力决定。考虑到实际的过负荷运行往往伴随着系统的扰动、不正常操作和系统故障，为适应这种情况，发电机短时过负荷能力为带130%额定定子电流1分钟和125%额定励磁电流1分钟。在事故情况下，发电机定子线圈和转子线圈过负荷与时间关系见下表。 61 发电机定子电流过负荷倍数与时间关系表 发电机励磁电压过负荷倍数与时间关系表 当过负荷时间超过允许时间时，应及时采取措施，立即将发电机定子电流及励磁电压降到允许值。 当发电机电压低于95%额定电压运行时，发电机定子电流不允许超过105%额定电流长期运行，此时必须减小发电机输出的视在功率。 5.3 不对称运行 电力系统的不对称运行是指组成电力系统的电气元件三相对称状态遭到破坏时的运行状态，如三相阻抗不对称、三相负荷不对称等，而非全相运行是指不对称运行的特殊情况，即输电线路、变压器或其它电气设备断开一相或两相的工作状态。 在电力系统中，不对称运行可以是长时间的，也可以是短时间的。长时间的不对称运行可能有以下几种形式: 不对称负荷的出现，如电力机车、电炉等；各相输电线路阻抗不相等，如不换位接线及低压电网中采用“两线一地”接线等；个别元件按非全相工作，如线路和电力变压器组的按相检修和故障相的按相切除等。短时间的不对称运行主要是指电力系统发生不对称短路故障时，断路器按相切除和投入等引起的，如在高压线路上广泛采用的单相自动重合闸。 上述两种不对称状态中，有的应该是尽可能加以避免的，如不对称负荷和线路的阻抗不对称，有的是应该在一定范围内加以利用的，如非全相运行和单相自动重合闸，因为它 62 可以改善故障后电力系统的工作条件，提高供电的可靠性和运行的稳定性，可以节省设备的投资，减少设备的备用元件等。 不对称运行的影响： 发电机不对称运行时，其主要特点是出现负序电流，对发电机及电力系统的运行将会产生不利的影响。 ⑴ 引起发电机转子表面的发热 负序电流的频率为50Hz且转向与基波电流转向相反，因此，它所产生的磁场以同步速度与转子反方向旋转，负序磁场扫过转子时，会在转子铁芯表面、槽楔、励磁绕组、阻尼绕组以及转子的其它金属结构部件中感应出100Hz的倍频电流，该电流除在励磁绕组里引起附加损耗外，还在转子表面及阻尼绕组中引起损耗。这种频率较高的电流，不能深入转子深处(因深处感抗较大)，只能在表面流通。隐极式发电机转子由负序磁场引起的表面环流如图5—1所示。环流大部分在转子表面沿轴向流动，并在端部经过套箍和中心环，沿圆周方向形成环流。它所引起的损耗约与负序电流的平方成正比，因此，不对称运行时，转子表面将要发热，尤其在一些电阻较高的接触处，如套箍与齿的接触面更为严重。 图5—1 转子表面负序电流分布 ⑵ 引起发电机的振动 不对称运行时将出现交变力矩而引起发电机的振动。负序磁场相对转子以两倍同步速度旋转，它与转子的磁场相互作用，产生100Hz的交变力矩，这个力矩的大小，与转子的 63 结构不对称有关，它作用在转子轴和定子机座上，因而使机组产生频率为100Hz的振动和噪音。由于隐极式发电机的气隙均匀，这种振动较小，而凸极发电机则较为严重。 ⑶ 电能质量变坏 由不对称运行引起的电压不稳定、不对称及高次谐波等，将使电能质量变坏，对用户产生不良的影响，例如，负序电压达5%时，电动机出力将降低10～15%，负序电压达7%时，电动机出力将降低20～25%，且电动机的使用寿命亦将缩短。 ⑷ 对通讯线路的干扰 不对称运行时出现零序电流产生的零序磁通，在与输电线路平行架设的通讯线路上可能产生危险的对地电压，危及设备和人身安全，影响通讯质量。 ⑸ 继电保护装置可能误动作 继电保护装置中，有反应负序和零序分量的保护可能会误动作。 ⑹ 电力系统运行的经济性变差 不对称运行时，由于各相电流不相等, 系统潮流不能按经济方式分配以致电网损耗增大。 ⑺ 可能产生危险的过电压 不对称运行时，电机或电力系统的某点可能产生很高的电压，把绝缘击穿。尤其是由 64 于某些谐波的存在而使其中某些部分发生谐振现象，使电压的最大值大大地提高更是危险。 上述不利影响，前两点主要是针对发电机本身而言的。这些影响经采取必要措施有些是可以消除的，有些可以减少到一定程度。 不对称运行的限制： 发电机承受负序过载的能力，通常用两个技术参数表示： ⑴ 允许长期运行的稳态负序能力，用允许的最大负序电流标幺值表示： I2* = I2 / In ⑵ 允许短期运行的暂态负序能力，用允许的短时最大负序发热量表示： 2I2A = •t 每台发电机在不对称运行时的允许值，应在符合下列三个条件的前提下、由试验得出： a．最大一相的定子电流不超过额定值。 b．转子任一点的温度不超过允许值。 c. 发电机的振动不超过允许值。 第一个条件是考虑到定子绕组的发热不超过容许值，不对称运行时，发电机定子绕组 65 中的电流为正序和负序两相电流的叠加值，有可能超过额定值。第二和第三个条件是针对不对称运行时产生负序电流所造成的危害提出来的。对于600MW的汽轮发电机属于隐极机，因其沿气隙的磁性不对称程度小，振动较小，所以转子发热的威胁是主要因素。可见，不对称负载的允许值由发热条件来决定。根据厂家的规定，要求I2/In = 0.08，It=10。另外，在不对称运行中还要求最大一相的定子电流不超过额定值，且三相电流之差与额定电流之比不大于8%，A=10 。为了使运行人员能直接监视发电机不对称情况，在发电机控制盘上装有负序电流表。 22*若减小不对称运行的不良影响，应设法消除或改善不对称负载情况。此外，转子上的阻尼绕组也是削弱负序磁场的有效办法。 对于QFSN－600－２YH型汽轮发电机在最大一相电流不大于额定电流的条件下，三相电流不平衡时，负序电流超过8％的额定电流时允许按下表的规定短时运行。 当发电机的负序电流超过允许值时，应尽力设法减小不平衡电流允许值，如不平衡电流允许时间已达到，则应立即将发电机解列。 5.4 发电机失磁 发电机失磁运行，是指同步发电机失去励磁后，仍带一定的有功功率，以低滑差与电网继续并联运行的一种特殊运行方式。 引起发电机失磁的原因有： a. 励磁回路开路，如磁场开关误跳闸，励磁调节装置的自动开关误动，励磁装置中元 66 件 损坏等。 b．励磁绕组短路。 c. 运行人员误操作等。 发电机失磁后能否在短时间内无励磁运行，受到多种因素的限制。首先受到定子和转子发热的限制，其次由于转子的磁场不对称产生的脉动转矩将引起机组和基础的振动，还有一个重要的因素，就是要考虑电力系统是否能提供足够的无功功率。 失磁的发电机如果在所限定的时间内允许运行，运行人员可及时发现和消除故障，并使发电机通过适当方式再同步，恢复正常运行，以提高电力系统运行的稳定性。 这里着重讨论失磁的物理过程、失磁后的现象及失磁造成的影响。 ⑴ 失磁的物理过程 同步发电机在正常运行时，从原动机传来的主力矩是和同步力矩(对应电磁功率的力矩)相平衡。失磁后，转子磁场逐渐衰减，同步力矩逐渐减小，而当同步力矩小于主力矩时，出现过剩力矩，该过剩力矩使发电机转速升高，脱出同步。同时，电枢绕组从电网里吸收无功功率以维持气隙磁场。由于转子与定子磁场有了相对速度，即有了转差率S，就在励磁绕组、阻尼绕组、转子表面等处感应出频率与转差率相应的交变电流，这个电流和定子磁场作用产生另一种电磁力矩即异步力矩，此异步力矩是制动性质的。在这种情况下，主力矩就在克服异步力矩过程中做功，使机械能转变为电能，因而发电机得以继续向电网送 67 出有功。因为异步力矩随转差率的增大而增大(在一定范围内)，而原动机又因转速升高使调速系统动作，而减少输给发电机的机械功率，所以，当主力矩和异步力矩变为相等时，达到新的平衡。此时发电机处于异步运行状态。 在失磁运行状态下，发电机能送出多少有功功率，这和它的异步力矩特性(力矩和转差的关系)以及原动机调速特性有关。如果在很小的转差下就能产生较大的异步力矩，这样发电机就能送出较大的有功功率。反之，若在很大的转差下才能产生不大的异步力矩，此时要想得到较大异步力矩可能使转子转速升得过高，影响原动机安全，发电机便不能再带更多有功负荷。 处于异步运行状态的发电机，当恢复励磁电流以后，发电机由异步运行状态转入同步运行状态。试验表明，发电机失磁后迅速将有功减小到额定功率40～50%，就有可能在低转差下异步运行。 ⑵ 失磁后的表计现象 发电机失磁后，表计指示的变化，反映电机内部电磁关系的变化。失磁时的表计指示情况如下: a. 转子电流表的指示等于零或接近于零 转子电流表有无指示和励磁回路情况及失磁原因有关。若励磁回路断开，转子电流表指示为零，若励磁绕组经灭磁电阻或励磁机电枢绕组闭路，转子电流表就可能有指示。但由于该电流为直流，直流电流表只指示很小的数值(接近于零)。 68 b. 定子电流表的指示升高并摆动 定子电流升高的原因是由于发电机失磁时既送有功功率又吸收很大的无功功率造成的，电流的摆动是因为力矩的交变引起的。发电机在异步运行时，转子上感应出交流电流，该电流产生脉动磁场，脉动磁场又可以分解为两个相反方向旋转的磁场，其中一个负向旋转磁场以相对于转子sn1的转速逆转子转向旋转，与定子磁场相对静止。它与定子磁场作用，对转子产生制动作用的异步力矩。另一个正向旋转磁场，以相对于转子sn1的转速顺转子转向旋转，与定子磁场的相对速度为2sn1, 它与定子磁场作用，产生交变的异步力矩。由于电流与力矩成正比，所以力矩的变化引起电流的脉动，其脉动频率是2sf，在t秒内，定子电流表针摆动的次数为2sft。摆动的幅度与励磁回路电阻的大小及转子构造等因素有关。 c. 有功功率表指示降低并摆动 有功功率与力矩有关。发电机失磁时，转速升高，调速系统自动将汽门关小，这样，主力矩减小，输出有功功率减小。其摆动原因与定子电流的摆动原因一样。 d. 发电机出口电压表指示降低并摆动。 因电网向失磁的发电机送无功，电流大，沿路压降也大，导致机端电压下降，电压摆动是由于定子电流摆动引起的。 e. 无功功率表指示负值，功率因数表指示进相。 发电机失磁转入异步运行后，相当于一个转差为s的异步电动机。一方面向系统输送 69 有功功率，另一方面也从系统吸收大量的无功功率，所以无功功率表指示负值，功率因数表指示进相。 f. 转子各部分温度升高 异步运行的发电机的励磁绕组、阻尼绕组、转子铁芯等处产生滑差电流，从而在转子上引起损耗使温度升高，特别是在转子本体端部，温升更大，它们的大小与异步电磁转矩和滑差成正比，严重时将危急转子的安全运行。 ⑶ 失磁运行对电机和电网的影响 ① 对发电机本身的影响 a. 引起转子本体和励磁绕组过热。由于发电机转速超过同步转速，因此在转子及励磁绕组中将产生差频的交流电流，形成附加损耗，使转子过热。显然当转差率越大时，所引起的过热也越严重，可能造成转子损坏。 b. 引起定子绕组温度增加 异步运行的转差率越大，发电机的等值电路电抗越小，从系统向发电机倒送的无功电流越大，一般失磁的发电机都将出现程度不同的定子过电流现象, 将使定子绕组温度增加。 c. 发电机定子、转子及其端部基础将受到异常的机械力冲击。 d. 失磁运行时，定子端部漏磁增强，将使定子端部件和边界铁芯过热。 70 总之，发电机失磁的严重后果主要出现在失步以后，在系统无功储备不足的情况下，造成电压异常下降，导致系统稳定运行的破坏。对发电机来讲，由于出现转差将影响其安全，但影响不是很大，故允许异步运行一段时间。 ② 对电网的影响 对电网的影响主要是电压降低，由此产生多方面的后果。因为一台发电机失磁后，不但不能向电网输送无功，反而从电网吸收无功，必然造成电网无功功率的差额。这一差额将引起整个电网电压水平的下降，尤其严重下降的是失磁发电机附近的各级电压。电压降低的程度，与电网运行方式以及失磁机组容量的大小有关。 电压下降不仅影响失磁机组所在电厂厂用电的安全运行，还可能引起其它发电机的过电流。因为系统电压下降时，其它发电机将增加无功输出而导致过流。更严重的是，电压下降降低了其它机组的静稳定功率极限，易导致电网失去稳定，还有可能因电压崩溃而造成电网瓦解。所以，大容量机组在失磁后是不允许继续运行的。 5.5 发电机振荡 同步发电机在运行时，可将定子磁极(三相绕组合成磁场)与转子磁极(转子磁场)间看成有弹性联系。当负载增加时，转子的位移角(功角δ)将增大，这相当于把磁力线拉长。当负载减小时δ角将减小，这相当于磁为线缩短。当负载突然变化时，由于转子惯性的作用，转子位移不能立刻稳定在新的数值，而要引起若干次在新的稳定值附近的摆动，这种现象，叫同步发电机的振荡。 图5—2形象地表示发电机内部在振荡时的物理过程。 71 图5—2 发电机振荡形象图 图5—3 发电机振荡时各电气量的变化 假定原来发电机的功角为δ0，因某种原因(如原动机调速系统的缺陷)使主力矩大于阻力矩，转子得到加速，产生相对速度，δ角增大，理应在新的平衡点a轴(δ=δ1)处运行。由于惯性作用，转子仍有相对速度，要越过a轴，过a轴后，阻力矩即大于主力矩，转子逐渐减速。到了b轴(δ=δ1+Δδ)处，相对速度为零，但这时阻力矩远远大于主力矩，于是转子开始往回移动。仍因惯性的作用，将越过a轴，移到O轴(δ0=δ1－Δδ)处。在Ｏ轴处，相应的各力矩不能平衡，转子将重复上述过程，这就引起振荡。 振荡有两种类型，一种是振荡的幅度愈来愈小，逐渐衰减下来，最后转子在获得新的位移角情况下，以同步速度稳定运行。另一种是功角δ不断增大，一直脱出稳定范围，使发电机失步(脱调)，造成发电机与电力系统非周期运行状态。我们把前一种情况叫同期振荡而后 一种情况叫做非同期振荡。 发电机振荡时主要引起电流、电压、功率等电气量的变化，其变化现象可以从控制盘的仪表上反应出来。 由于这些电气量与电网有着紧密的联系，要定量的求出它们的数值已不单纯是同步电机本身的问题，而要分析电网有关部分的情况。所以，这里只介绍各量的变化规律。图5—3示出了电流、电压、功率等量随功角δ的变化情况。 各电气量反映在发电机表计上的现象，分述如下: 72 a. 定子电流表的指针剧烈摆动，电流有时超过正常值。 电流的变化与功率的变化有关。电流中含有平衡电流和负载电流。平衡电流与电网参数及功角δ的大小有关。当δ=180°时，电流最大。 b. 发电机电压表和其它母线电压表的指针剧烈摆动，且电压表指示值降低。 电压摆动的原因也是由δ角的变化引起的。各点电压降低是由于平衡电流和负载电流在阻抗上的压降引起的。电压降低的程度对于各点是不一样的。当发电机有自动电压调整装置时，其端电压波动幅度要小一些。 c. 有功功率表的指针在全刻度摆动。 在同期振荡时，随着δ的变化，同步电磁功率也会变化。在非同期振荡时δ在每周期的0～180°范围内发电机送出有功，在180～360°范围内吸收有功，所以表针摆动很大。此时还有异步功率。 d. 转子电流、电压表的指针在正常值附近摆动 因振荡时电机的定子磁场与转子间有相对速度，励磁绕组及转子其它金属部件中都感应交变电流。这种电流的大小与定子磁势有关，定子电流波动，该交变电流迭加在原励磁电流上，使得转子电流表、电压表指针摆动。 根据运行经验，造成发电机失步而引起非同期振荡有以下几方面原因: a. 静态稳定的破坏 73 这往往发生在运行方式改变，输送功率超过当时的极限允许功率的情况下。 b. 发电机与电网联系的阻抗突然增加 这种现象常发生在电网中发电机与之联络的某处发生短路，一部分并联元件被切除之后，如双回路其中之一断开，并联变压器断开其中一台等等。 c. 电力系统的功率突然发生不平衡 如大机组突然甩掉负载，某联络线路断开等原因，都可能造成严重的功率不平衡。 d. 大机组失磁 大机组失磁时从系统吸取大量无功，造成系统无功不足、电压下降，容易失去稳定。 e. 原动机调速系统失灵 原动机调速系统失灵造成原动机功率突升或突降，都将使发电机力矩失去平衡而引起振荡。 f. 电源间非同期并列未能拉入同步 要防止振荡和失步事故，应采取提高电力系统稳定的措施。这些措施有很多方面，我们仅就与发电机有关的提出几点： a．在发电机结构方面，装设阻尼绕组能对振荡起抑制作用。阻尼力矩总是阻碍转子的 74 摆动振荡的。此外，增大机组的转动惯量和减小发电机的电抗，都有助于提高稳定性。如转动惯量大，即惯性时间常数大，相对加速度就小，这就容易维持稳定。 b. 在调整方面，采用快速励磁系统和灵敏的原动机调速系统，可显著地增强电机抵抗干扰的能力和对振荡的阻尼作用，因为前者可以迅速地增加发电机电势，而后者可以减小加速面积。 运行人员如何判断哪台机组失步呢?可以从下面几方面区别: a. 失步的机组表计指针摆动幅度较大。 b. 失步机组的有功功率表指针摆动方向正好和其它机组的相反。 c. 从发生振荡前的操作原因或故障地点来判断可能是哪台机组失步，并根据前两点判断的结果对证。 对于已失步机组的处理方法，有两种，一种是使其再同步，一种是解列。增加励磁减小失步机组的输出有功功率，都有利于再同步。若采取措施后仍不能拉入同步的则只好解列。 5.6 发电机进相运行 随着电力系统的不断发展，大型发电机日益增多，同时输电线路的电压等级越来越高，输电距离越来越长，加之许多配电网络使用了电缆线路，从而引起了电力系统电容电流的增加，无功功率出现过剩。尤其是午夜、节假日等低负荷情况下，由线路引起的剩余无功功率会使电网的电压升高，以致超过容许的范围。过去一般采用并联电抗器或利用调相机 75 来吸收部分剩余无功功率，但有一定的限度，且增加了设备的投资。因此早在50年代国外就开始试验研究大容量发电机进相运行以吸收无功功率，进行电压调整。近些年来我国也广泛地开展了进相运行的试验研究。实验说明，进相运行是一项切实可行的办法，不需要额外增加设备投资，就可吸收无功功率，进行电压调整。 发电机的进相运行，已经根据大量的试验结果及运行经验，得出了一个结论性的建议，即所有短路比不小于0.4的发电机在额定有功功率的条件下吸收功率因数为0.95的无功功率是可行的。 发电机直接联在无限大容量电网，其端电压UG恒定。设发电机电势为Ｅq，负荷电流为I，功率因数角为φ，调节励磁电流if，在ＵG与P不变的条件下，随着Ｅq的变化，功率因数角φ也发生变化。如增加励磁电流，Eq增大，此时负荷电流Ｉ滞后于端电压UG，也就是功率因数角φ是滞后的，发电机向系统发出有功功率及无功功率，即为通常所说的迟相运行。反之，如减少励磁电流，使Ｅq减小，负荷电流就变成超前于端电压，此时发电机向电网发出有功功率而吸收无功功率，相对迟相运行而言，叫做进相运行。 进相运行应注意的问题: a.静态稳定性的降低 根据发电机功角特性关系式可知，当δ＝90°时，对应的电磁功率是静态稳定理论上的最大值。当进相运行时，在输出有功功率一定的条件下，随着励磁电流的减小δ角就要增大，从而使静态稳定性降低。在实际系统中, 发电机经变压器、线路接到系统，所以在计算这些元件的电抗时，静态稳定特性将进一步降低。 76 图5—4 发电机容许出力曲线 图5—4表示发电机的可能出力曲线，图中a部分要受定子绕组温升限制, b部分受转子绕组温升限制, c部分受定子端部温升的限制，通常是由运行试验确定，Xs=0的直线部分表示外电抗为零时，进相运行的静稳定极限，Xs>0的弧线部分表示外电抗不为零时，进相运行的静稳定极限。 另外由图可明显看出自动电压调节器(AVR)、短路比(SCR)、外电抗(Xs)对进相运行运行容许出力的影响，有AVR，SCR大(即Xd小)和Xs小时,容许出力大, 反之容许出力小。 b. 端部漏磁引起端部铁芯的发热 发电机端部漏磁是由定子绕组端部漏磁与转子绕组端部漏磁组成的合成磁通。它的大小与功率因数的高低等因素有关。 发电机运行时，在其端部出现的定子绕组端部漏磁和转子绕组端部漏磁，将尽可能通过磁阻最小的路径形成闭路, 为此由磁性材料制成的定子端部铁芯、端部压板以及转子护环等部分便通过相当大的端部漏磁。它在空间与转子同速旋转, 对定子有相对运动。因此在定子端部铁芯齿部、压板等部件中要感应出涡流，产生磁滞损耗和涡流损耗使之发热。特别是直接冷却的或者大型氢冷的定子线负荷大的发电机，此种发热尤为显著。 在迟相运行时这种发热是在容许范围内的，而在进相运行时，随着进相功率的增大，发热越来越严重，这是因为端部合成漏磁通随功率因数的变化而增大所致。 c. 厂用电电压降低 77 在进相运行时，随着发电机出口电压的降低，厂用电压相应的也要降低。一般情况下，当发电机电压低于额定电压5%，厂用电电压低于额定电压10%的条件下，应能保证厂用大型电动机的连续运行。需要注意的是在进相运行时，厂用电支路又发生故障，此时应能保证大型厂用电动机的自启动。此外也要考虑厂用低压电动机由于过电流而引起的发热问题。 d. 定子电流的限制 当发电机进相运行端电压低于额定电压的95%以下时，定子电流仍不应超过额定值的5%。这是因为增加电流引起的铜损增大部分通常大于电压降低使铁损减少的部分，所以由这两部分引起的温升，将使定子绕组的温升升高。为使温升不超过容许值，当端电压低于95%Un时，发电机的出力应该降低。 5.7 突然短路对发电机的影响 发电机在稳态时，电枢磁势的大小不随时间变化，而且在空间以同步速度旋转，对转子无相对运动，因此不会在转子的各绕组中感应电流。而在突然短路时，由于定子电流幅值突然变化，电枢反应磁通也突然变化，故在转子各绕组中将感应出对应的电流，这些电流又反过来影响定子电流的变化。定子和转子磁势间的相互作用，将使定子的等值电抗减小，定子电流增大。 突然短路会产生很大的电流，其值可达额定电流的10～15倍。造成突然短路的原因，可能是电机制造或检修质量不良留下的隐患，运行中绝缘材料老化导致击穿或运行人员误操作等。 78 突然短路对发电机的影响主要表现在以下三方面: ⑴ 定于绕组受到很大的电磁力的作用，电磁力包括： a．作用于定子绕组与转子绕组端部的作用力Ｆ1，此力的最大值与定子绕组中的冲击电流及同一时间的励磁电流的乘积成正比，其方向趋向于使定子绕组端部向外张开。 b．定子铁芯和定子绕阻端部的吸力Ｆ2，它趋向于将绕组端部拉近铁芯。 c．作用于定子绕组各相邻端接部分之间的力Ｆ3，其大小与导线内电流的乘积成正比，其方向决定于导线中电流的方向。在绕组端部的直线部分，作用力沿切线方向。 总起来合力作用的结果，使定子绕组端部向外弯曲，将线棒的渐开线部分压向支架，最危险的区域是线棒伸出槽口处。 ⑵ 转轴受到很大电磁力矩的作用 电磁力矩有两类: 一类是由于定子绕组有电阻，使定子交流分量产生横轴磁场而引起的制动性质的冲击力矩。另一类是定子直流分量产生的不动磁场与转子电路中的交流分量电流相互作用产生的交变力矩，这个力矩对转子时而起推动作用，时而起制动作用，每隔半个周期改变一次方向，它比前一类力矩大。这两类力矩都作用在转轴、机座和地脚螺钉上。 ⑶ 引起定子和转子绕组发热 一般情况下，保护装置会动作切除短路故障，而且短路电流衰减的速度也较快，故发 79 电机受到热破坏的程度较小。 5.8 发电机定子绕组接地分析 当发电机的定子绕组绝缘破坏而引起单相接地时，接地电流能在故障点产生电弧，烧坏绕组绝缘和铁芯，也容易发展成相间短路。 发电机定子绕组为三相星形接线，中性点不接地或经高电阻接地，在正常运行时，三相对地有相同的电容C，在相电压作用下，每相都有一个超前于相电压90°的电容电流流入地中，而三相电流之和等于零。发生单相接地时，流经接地点的电流为与发电机有直接电联系的各元件对地电容电流的总和，接地点的零序电压大小与接地点在发电机绕组上的位置有关。 假设接地点在A相定子绕组距中性点α处，α表示由中性点到故障点的绕组占全部绕组匝数的百分数，则故障点各相电势分别为EA、EB、EC，各相对地电压分别为 0UADEEUBDBAEEUCDCA 因此，故障点的零序电压为 1U)EU(UADUdo()BDCDA3 上式表明，故障点的零序电压将随着故障点位置的不同而改变，故障点在中性点处的零序电压最低，故障点愈靠近机端，零序电压愈高，当故障点发生在机端时，故障相对地 80 电压变为零，对地电容被短接，而其它两相的对地电压升高3倍，其值为 0UADEE3Eej150UBDBAA EE3Eej150UCDCAA 故障点的零序电压为 1(UUU)EUdoADBDCDA3 故障点的零序电流为对地电容电流，其值也与α成正比，故障点发生在机端时，接地电流最大，其值也升高3倍，为发电机内部电容电流和机外系统电容电流之和。 在单相接地时，三相线电压的对称性基本不变。 另外，由于发电机气隙磁通密度的非正弦分布和铁磁饱和的影响，在定子绕组中感应的电势中除基波分量外还含有高次谐波分量，其中的三次谐波分量E3约占百分之几，其分布规律和大小与发电机定子绕组的对地电容分布有关，并且，在正常运行时，发电机中性点侧的三次谐波电压UN3总是大于机端的三次谐波电压US3，即 UN31US3 当发电机定子绕组在距中性点α处发生金属性单相接地时，不管中性点是否接有消弧线圈，恒有 81 UN3E3US3(1)E3US31UN3 当α<50%时，恒有US3 > UN3。如果利用机端三次谐波电压作为动作量，而用中性点侧三次谐波电压作为制动量来构成接地保护，且用US3 > UN3作为保护的动作条件，则在正常运行时保护不动作，而在中性点附近发生接地时则具有很高的灵敏度。现在发电机的接地保护利用反应基波零序电压量和反应三次谐波电压量两种接地保护共同构成定子100%接地保护，反应基波零序电压的接地保护可以反应α>15%以上范围的单相接地故障，而且故障点越接近机端，保护的灵敏性越高。反应三次谐波电压的接地保护可以反应α<20%范围以内的单相接地故障，而且故障点越接近中性点，保护的灵敏性越高。 5.9 发电机过激磁 发电机和变压器工作磁密B与电压、频率的比U/f成正比，以变压器为例说明其关系。 变压器电压表达式为: U = 4.44WBSf10 8对于给定的变压器，绕组匝数W和铁芯截面积S都是常数。 令K = 108 / 4.44WS 则B = KU/f 82 即工作磁密B与电压频率之比成正比，电压升高和频率下降都将使工作磁密增加，工作磁密增加使励磁电流增加，特别是在铁芯饱和后励磁电流急剧增大，造成过励。大型发电机组设计用材方面的裕度都比较小，因此，磁密过大，铁芯饱和，铁损增加，使铁芯温度上升，可能造成金属部分严重过热。在极端情况下，使局部硅钢片很快熔化，对于变压器铁芯饱和后还要使漏磁场增加，靠近铁芯的绕组导线、油箱壁和其它金属构件，由于漏磁而产生涡流损耗，使这些部位发热引起高温，严重时造成局部变形和损伤周围绝缘介质。因此，装设过励磁保护是必要的。 引起发电机过励磁原因有: 由于励磁调节器故障、手动调压时甩负荷、发电机投入前励磁过大及汽轮机减速时调节器或值班人员企图维持发电机额定电压等。 发电机、变压器具有过励磁倍数曲线n = f (t)。它表示了过励磁倍数与允许持续时间的关系，如图5—5所示。 图5—5 空载过励倍数曲线 1 变压器 2 发电机 过励磁倍数n用工作磁密B和额定磁密Be的比值表示。 UUeB即n = Be= ffe 即过励磁倍数等于电压标么值和频率标么值的比值。 5.10 汽轮发电机的轴电流分析 83 汽轮发电机的轴电流是指沿大轴、油膜绝缘破坏了的轴颈、轴瓦、轴承座及基础台板或沿其它回路（如从汽轮机大轴、叶轮和隔板的接触点、隔板套、汽缸、油膜绝缘破坏了的轴承、大轴回到叶轮）的电流。如果发电机的轴电流很大，则轴电流通过的有关部件将被严重烧伤。例如轴颈、轴瓦或隔板与隔板套之间的接触点，轮叶与隔板的接触点等，并且有的部件（如汽轮机主油泵的传动螺杆）将被损坏。同时也会使整个汽轮机部件、发电机端盖、轴承和环绕的其它部件发生十分强烈的周向磁化。若不及时进行消磁，则由剩磁引起的单极电势又有可能产生轴电流而损坏轴瓦和使机组磁化，也可能引起汽轮机轴向位移仪表指示不正常，严重时可能导致串轴保护动作等异常现象。 汽轮发电机产生轴电流的基本原因有两种： ⑴ 在有轴电压或固有轴向磁通产生的单极电势存在的情况下，由于某种原因而形成电流通路时，则有轴电流沿该通路流通，这个轴电流将产生绕轴磁通，使机组周向磁化。 ⑵ 当汽轮发电机转子线圈发生匝间短路或两点接轴短路时，便产生轴向不平衡磁通和单极电势。这个单极电势在由于某种原因而形成电流通路时产生轴电流，同时使机组产生轴向磁化。 轴电流的产生主要是因为有了轴电压和单极电势及同时有了电流流通的通路。下面简单说明轴电压及单极电势产生的原因以及在运行中抑制轴电流产生的方法。 ⑴ 静电效应产生的轴电压 汽轮发电机正常运行时，在一定的条件下，汽轮机低压缸内的干蒸汽与汽轮机叶片相摩擦，在高速旋转的汽轮机转子上产生静电荷，对转子充电。这种情况下，产生的轴电压 84 虽然可能达到数百伏，但由于电源能量很小，所以轴电流是很小的。它对地放电电流约为3~5mA。这种静电荷并不是经常存在的，只有在一定的蒸汽参数下才会出现。又因为产生的放电电流很小，所以不会对轴瓦引起破坏。但是，在这种轴电流长期作用下，有时对汽轮机的蜗母轮有损伤，而且当运行人员接触到轴或轴瓦时还可能有麻电的感觉，为了消除这些影响，汽轮机两侧的端轴上装有经炭刷和小电阻（100~300Ω）接地的接地装置，我厂只在九瓦侧安装了这种接地装置，使汽轮机轴上的静电荷经接地装置释放掉，而不通过轴承和轴的其它部位。当接地装置的炭刷或其它部位因某种原因接地不良时，轴对地之间将会有电压差存在，这个电压可能升到120~130伏或更高。在此电压作用下，轴承油膜绝缘可能被击穿，使轴经破坏了的油膜对地放电，而且这个电流可能较大，因此运行人员在机组运行中，应定期检查接地装置，特别是在机组低负荷运行时（低负荷运行时产生的轴电压较高负荷时为大）或汽机蒸汽过热度较低时，当接地不良时应及时处理。检查方法就是测量轴对地电压，超过一定值即为接地不良。 ⑵ 发电机磁路不对称引起的轴电压 由于发电机定子和转子可能不同心，定子扇形硅钢片接缝不一致或气隙不相等，组装定子扇形片用的鸠尾筋以及轴向孔等处装配不当等原因引起的磁路不对称，将使发电机运行时产生轴电压。一般来说，机组容量越大，其产生的轴电压也越大，这是因为机组容量越大，其磁路的不对称程度也越大。 为了切断汽轮发电机中由于这种轴电压而产生的轴电流，一般在励磁机侧包括发电机轴承、油密封轴承、励磁机轴承与基础台板之间加装绝缘垫。同时轴承座的固定螺丝也要用云母管绝缘，在螺母下要垫绝缘垫圈，连接到轴承座的油管也要与轴承绝缘。启动前测该绝缘电阻在1MΩ以上，运行人员在运行过程中应加强对这些绝缘的监视。如果该轴承座下的绝缘一旦损坏或被其它非绝缘物体短接，其轴承油膜又因轴电压被击穿或油中有脏 85 物使绝缘破坏时，便形成轴电流通路。虽然轴电压数值不大，但轴电流将使轴颈、轴瓦等表面产生电蚀 作用，会使绕轴的其它部件发生强烈的周向磁化。 监视这些绝缘的方法有两种： a. 在发电机组运行期间，测量发电机轴两端电压U1和绝缘的轴承与基础台板之间的电压U2，测量U2时将轴与轴承外壳之间的油膜短路。绝缘正常时，U1=U2，如果ΔU%=[（U1－U2）/U1]*100%大于10%，说明绝缘不好。测量电压时应选高内阻电压表。 b. 为了使运行人员在运行中监视轴承对地绝缘状态，在轴承与机座之间安装了双层绝缘垫，两层绝缘垫之间放一个铁片，铁片既与轴承座绝缘又与机座绝缘。用两只高内阻电压表分别测量铁片与轴承座之间的电压U1和铁片与机座之间的电压U2，如果U1和U2均等于零，说明绝缘良好。若U1和U2均有指示说明绝缘不良，且电压小的那一层绝缘垫电阻小。如果只有一个绝缘垫有电压，说明有电压的绝缘垫已失效。 ⑶ 轴向磁势引起单极电势 发电机正常运行时，如果发电机、励磁机本身结构上存在轴向磁势或发电机电磁不对称，就会产生轴向磁通。轴向磁通的绝大部分（达80%）是经发电机间隙构成闭合回路，而只有少部分的（约20%）磁通经发电机轴承、汽轮机轴承以及汽轮机轮叶、隔板、缸壁到基础台板再回到大轴构成回路。这些磁通在转子旋转时将产生单极电势。额定工况下运行时，200MW汽轮发电机组的单极电势不超过35mV，这个单极电势平时就存在，但由于有油膜和气隙的绝缘而没有构成电流通路。另外由于转子匝间短路或两点接地短路，也会产生轴向磁通，并且这种原因引起的轴向磁通有时很大，感应出很高的单极电势。一旦形成电流通路，其轴电流可达上千安培。这种轴电流会给运行中的发电机带来两种后果： 86 一种是使汽机各部件严重磁化，并可能导致串轴保护误动；另一种是电流流过的轴瓦、轴颈腐蚀甚至烧毁。 由于结构上的原因引起的单极电势是不可避免的，其数值也不大。因此运行人员主要应该注意转子是否有匝间短路或两点接地短路。 由轴电流引起的事故是有先例的。如某厂一台200MW汽轮发电机转子正极线圈因绝缘磨擦短路接轴，同时又因调整炭刷不慎将负极经刷架接地，发生了励磁回路两点接地短路事故，估计轴电流可达3000A。转子两点接地时，轴电流经发电机、汽轮机轴、轴承油膜被破坏了的轴瓦、调速器机头、汽轮机转子个别轮叶与隔板接触部位及基础平台到负极，由于通过轴瓦的电流密度远远超过允许电流密度1A/cm2，致使轴颈烧伤，同时使汽轮机的隔板、缸体、轴瓦严重周向磁化。由于产生了很强的轴向不平衡磁通，也使发电机和汽轮机的转子产生了轴向剩磁，在机组重新并网时由于有轴向和周向剩磁，产生了较高的单极电势，致使在带上40MW有功、50MVR无功时，某轴瓦处冒烟，停机检查发现，该轴承临时挡油板上部的三个L型铁件有两个在拐角处熔断，另一个在与瓦盖的连接螺丝处烧断，某级隔板与隔板套之间被电流烧熔，有一圈轮叶的金属熔渣堆焊在隔板上。这些都是单极电势产生轴电流的结果，经估算，单极电势可达8~12V，轴电流可达数百安培。 87 因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容