推进变压器相位角问题的分析和处理

张建平，郑天府，卞邦亮，唐杰

(上海振华重工(集团)股份有限公司，上海 200125)

某深水铺管船项目，全船配置有10台推进器，其中6台主推进器带切换，配有12个推进变压器(2台主推各配2个变压器)，变压器相位角分为：+7.5°、-7.5°(数量和功率完全对称)。系统采用2种运行模式：DP2时所有母联开关和耦合开关全部闭合，系统为一字排，所有推进变压器连接在一起，正负角度完全对称，互相平衡；

DP3时中间配电板的母联开关分开，系统左右两部分独立运行，分段母排上的推进变压器相位角按设计意图也应该各自对称。系统可以一直以24脉系统运行，谐波最小(理想情况：不考虑某个推进器故障、不考虑单个带切换推进器已切换，铺管、吊机等变频器谐波另外考虑)。

全船推进器电力系统见图1。

图1 推进器电力系统

系统较好地利用推进器移相变压器，结合船舶运行工况形成24相整流，从源头控制谐波产生，但实际变压器相位角配置和设计意图产生了差异，需要分析论证以便结合项目进度制定处理方案。

1 相位角问题描述

项目基本设计阶段，推进器T5、T6为交叉供电(物理位置在船舶左侧的T5正常时由右母排供电，物理位置在船舶右侧的T6正常时由左母排供电)。为避免DP路径的交叉，确定将T5、T6交换供电回路，更新单线图见图1。但由于没有考虑到相位角平衡问题，并没有核查T5、T6的实际相位角，变压器进舱安装、电缆敷设后形成了表1的变压器相位角现状。DP2时所有变压器在同一母排上运行，形成24脉系统；但DP3运行时2段独立母排上的各自变压器相位角并不完全平衡，这可能对全船谐波造成影响。

表1 变压器相位角现状

2 相位角对谐波的影响

首先分析DP3时左、右两部分独立运行的谐波情况，计算对比相位角不平衡和平衡两种情况下的谐波数据，以判断现状下对谐波的影响程度。鉴于吊机、铺管等作业设备变频器的谐波参数未知，谐波计算仅考虑推进电力系统。

计算模型基于图2。

图2 谐波计算对比的电力模型

模型1：S-LAY工况，3台主发在网，推进器T1、T3、T5、T7、T9在网，母排A1、A2、B3一字排，低压配电板和其他变频设备不考虑。在线推进变压器相位角不平衡。

模型2：S-LAY工况，3台主发在网，推进器T1、T3、T6、T7、T9在网，母排A1、A2、B3一字排，低压配电板和其他变频设备不考虑。在线推进变压器的相位角基本平衡。

谐波计算结果中的主要谐波值见表2，谐波计算点在中压配电板871EH001的母排分段A1。两种模型下差别较大的分别是第11、13、35、37次谐波，单次谐波数值相差在4倍左右，其余频率谐波值基本相同或差别不大。

表2 两种模型谐波值对比表

对应该铺管船入级的LR船级社规范《Rules and Regulations for the Classification of Ships》，Part 6/Chapter 2/Section 1/1.8，有如下规定：“除非另有说明，任何交流配电盘或分区板上的电压波形的总谐波失真(THD)均不得超过基波的8%，计算到不超过电源频率50倍的所有频率；25倍基波频率以上的单次谐波电压不能超过基波电源电压的1.5%。”由此认为：

1)总谐波失真(total harmonic distortion，THD)小于或者等于8% (计算到50次谐波为止)。

2)单次谐波小于等于1.5%(指25次以上的单次谐波，不包括25次)。

按照两种模型谐波计算值，相位角不平衡时的为3.413%，远低于规范要求的8%；单次25次谐波值为1.343%，接近1.5%，但规范要求针对的是25次以上，并不包括25次；其他高次谐波均低于0.35%，远低于规范要求的1.5%。因此即使按照当前相位角配置，也可满足规范的谐波要求(不考虑其他作业设备变频器)。

3 问题处理

由于作业设备变频器的谐波数据缺失，初步计算全船谐波时采用基于IEEE Std 519-2014的软件典型值代入，分析两种工况。

1)丢失一个机舱工况。以丢失左机舱为例，带切换的推进器T1、T5、T7切换到右半边母排，此时整个电力系统T1、T2、T4、T5、T6、T7、T8、T10在同一母排上，变压器相位角完全平衡。

2)MOORING PIPELAY工况。仅T1、T2两台主推进器运行，系统相位角完全平衡。

分析发现谐波值超标。由于主要谐波源的作业设备变频器的谐波值采用典型值，但实际多传动系统为AFE(Active Front End)类型的IGBT驱动器，单传动变频器大多是低谐波产品，谐波值要低于典型值所代表的IEEE标准中的谐波电压和电流限值；而且两种分析工况都是推进变压器相位角完全平衡的情况。由此推断谐波计算值超标主要是典型值和实际差异过大导致。

不同类型变频器的网侧电流谐波含量见表3。

表3 不同供电单元的网侧电流谐波含量对比[5] %

鉴于谐波计算电力模型所分析的谐波状况仅包括推进驱动系统，作业设备变频器的影响暂时无法准确给出，相位角问题仍可能成为谐波达标的不确定因素，对更正相位角的3种方案进行分析。

3.1 推进变压器更改相位角

按照目前推进变压器的相位角情况，只要交换T3和T4,或者T5和T6,或者T7和T8任意一组变压器的相位角，都可以解决这一问题。

变压器为GEAFOL品牌，对于一次侧相移+7.5°和-7.5°的变压器，一般都是高压引线连接不同，即便已进舱安装，理论上仍可通过更改抽头/绕组接线方式实现更改相位角。按照该变压器资料，确实是通过高压引线连接实现正移+7.5°和负移-7.5°，见图3中的c)和d)。但图示为镜像(正装和倒装)，需结合现场实际进一步分析。

图3 变压器绕组联接和抽头联接组别

以图3中T3(865ET003)、T4(865ET004)变压器为例。使变压器绕组的空间位置和目标相位角变压器一致。结合变压器测试报告，由c)、d)可知，±7.5°变压器的低压侧联接组别、相序皆相同；由a)和f)可知，其实际联接和目标变压器完全相同，只要变动1U/1V/1W的定义，即可将变压器相位角互换，无需更改抽头联接。

推进器驱动系统的整流部分为隔离式不控型整流器，推进变压器(即隔离移相变压器)采用延边三角形联接方式，按照铭牌上的绕组联接图，忽略电压等级抽头，将其等效为图4。

图4 变压器绕组联接方式

比较可知，T3和T4的原副边联接方式相同，但是1U/1V/1W电源相序不同，不同的相序使对应的向量关系发生变化，等效于改变一次侧联接方式，可实现互换相位角。

3.2 更改推进器切换开关的状态

T5和T6、T7和T8为可切换推进器，可改变中压切换柜内开关的状态改变供电来源，选择左半边或右半边母排供电，参见图1。

T5由中间配电板(NC常闭主回路)或者右配电板(NO常开后备回路)供电，T6由中间配电板(NC)或左配电板(NO)供电。DP3正常工况时，左舷推进器由左半边母排供电，右舷推进器由右半边母排供电。实际运行视具体情况，带切换推进器的供电回路可手动切换到另一边母排供电。

各母排分段所带负载情况见表4，带括号的推进器表示后备回路连接，切换后才由对应的母排分段供电。

表4 分段母排负载表

如果将T5和T6的切换柜开关状态(NC)和(NO)交换，分段母排负载表中T5和T6实际连接在表3中带括号的位置，A1和C6带载明显大于其他母排分段。但DP3时左边3个母排分段相连，右边3个母排分段相连，左右半边各有3台发电机组供电，合计31 041 kVA，且铺管作业时吊机不工作，不计入其功率。负荷分析表明并无影响。

此方案基本没有实际工作量，但会导致设计图纸、设备资料的修改，涉及各方对图纸的重新审核认可。具体影响如下。

1)配电详细设计图纸和计算书。全船电力单线图、分电箱图纸、主干电缆走向图、谐波分析、负荷计算书、协调性分析、ABB压降计算等。

2)设备资料。配电板原理图。

3)FMEA分析报告。

3.3 交换推进变压器的物理位置

第3种方案是交换2台变压器的物理位置，T5和T6推进变压器的布置见图5。

图5 T5和T6推进变压器布置

从图5上看，T5和T6相邻，相对容易。

鉴于设备已进舱安装，交换变压器物理位置会造成返工，而且舱壁或甲板需要工艺开孔，代价相对较大，具体工作量和影响取决于现场实际进度和工艺部门，此处不展开。

3.4 处理方案的决策

基于上述谐波计算、规范分析，以及不同解决方案的可行性、优缺点，结合项目现状，推进变压器相位角问题的的处理从以下角度考虑。

1)项目图纸已完成，送退审工作进入尾声，设备已安装，即使换接抽头或更改相序改变相位角，或者交换变压器，修改的紧迫性并不存在。

2)按照不同的变压器相位角建立的模型，经初步谐波计算、对比，相位角情况对谐波的影响仍然在船级社规范允许范畴。

3)就地更改变压器相位角可行性较高。

4)对项目后续调试工作无实质影响。

因此，推进变压器可以维持目前全船电力单线图上的相位角配置，待全船谐波计算完成后，如THD值符合规范要求，则不需要对变压器相位角作修改；如结果不理想、需要修改相位角，则前述的3个方案都可行。

带切换推进器的切换开关有NC、NO区分，工况允许1或2个推进器切换后再成系统运行，比如将T5、T6同时切换(相当于相位角交换)。从这个角度看，相位角问题也可看作为切换开关的操作问题，对系统没有实质影响。只是系统运行时主回路和后备回路没有严格区分，各母排分段上的负荷分配没有达到最佳的平衡。