一種新型超特大容量高壓電動機軟起動方法

袁佳歆 王傳盛 朱勇 董健鵬 田翠華 陳柏超

摘 要：超特大容量高壓電動機直接起動產生的大電流對電網以及電機本身都會造成巨大的沖擊。得出了不同容量、不同電壓等級的電機在直接起動過程中功率因數以及電磁轉矩的變化規律。針對自耦降壓起動存在二次沖擊、串磁控電抗器起動成本過大等問題，提出了一種新型超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動的方法，分析了其基本工作原理。推算出軟起動成本計算公式，并代入具體算例分析比較，得出了選擇具有合適抽頭比的自耦變壓器，可以使得該軟起動的成本大大降低的結論。最后仿真和實驗的結果表明，在降低成本的前提下，該起動方法能夠有效減小起動電流，消除二次沖擊，響應速度快。

關鍵詞：超特大容量高壓電動機;軟起動;自耦降壓;磁控電抗器;二次沖擊

中圖分類號：TM 32

文獻標志碼：A

文章編號：1007-449X（2019）04-0067-08

0 引 言

隨著國民經濟的發展，近年來許多行業中使用的高壓大容量電動機數量超過2000萬臺以上，并且逐年遞增[1]。感應電動機在空載全壓直接起動時，起動電流將達到其額定電流的4～7倍。對于大容量電機（電壓6 kV以上，功率1 000 kW以上）以及超特大容量電機（電壓6 kV以上，功率10 MW以上），直接起動的電流可能會達到5 000 A，甚至更大[2-3]。這樣大的起動電流產生大量的焦耳熱，損傷繞組的絕緣，縮短電動機使用壽命。同時，過大的起動電流對電網的沖擊非常大，會產生顯著的電壓暫降，影響接在同一電網上敏感設備的正常工作，嚴重時甚至引起電網過負荷跳閘，從而對一些生產連續性比較高的行業造成重大損失[4-7]。為了解決這些問題，近年來軟起動技術得到了越來越多的關注。

文獻[8]采用自耦變壓器降壓起動方式起動大型電機，驗證了自耦變壓器降壓起動對減小系統壓降的可行性，仿真模型可用來確定電機起動時系統的運行方式及降壓起動時自耦變壓器的抽頭。文獻[9]使用自耦降壓的方法起動高壓大功率電動機，當電動機起動完成，切換到全壓運行狀態時，電動機端電壓從較低電壓等級跳變至全電網電壓，會引起大電流突變及轉矩突變的二次沖擊。文獻[10]采用磁控軟起動方式起動大容量異步電機，改善了起動性能，卻沒有考慮只使用串磁控電抗器的方法起動，會使得軟起動器的成本大大增加的問題。

本文將自耦變壓器和虛擬磁閥電抗器兩種技術手段結合起來，利用兩者的優點，提出了基于虛擬磁閥技術的超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動的方法。推導出電機參數的計算方法，得出不同容量、不同電壓等級的電機在直接起動過程中功率因數以及電磁轉矩的變化規律。推算出串磁控電抗器起動和自耦磁控軟起動成本計算公式，并代入具體算例分析比較，得出了選擇具有合適抽頭比的自耦變壓器，在滿足相同起動要求下，可以使得自耦磁控起動的成本比串磁控電抗器起動的成本大大降低的結論。最后的仿真和實驗結果，驗證了該起動方法的可行性和有效性。

1 直接起動功率因數及電磁轉矩變化規律

1.1 異步電機的參數計算

如圖1所示為感應電機等效電路圖。由該圖以及電機學的知識可得電機的電磁轉矩表達式如式（1）所示。

起動電流、起動電磁轉矩和最大電磁轉矩的表達式如式（2）所示。電機的功率因數角為相電壓與相電流的相位差φ，它等于電機一相阻抗Z的阻抗角。當電機參數已知時，阻抗Z可根據圖1由式（3）計算得出[11-13]。

式中：In為定子額定線電流，kI為起動電流倍數，TN為額定轉矩，kst為起動轉矩倍數，kM為最大轉矩倍數（過載能力）。

通過電機的產品目錄可以查得U1、In、TN、kI、kst、kM等參數。將這些參數代入式（2）即可計算出r1、x1δ、r′2、x′2δ等參數。根據上述方法，可計算出型號分別為7.5 kW/0.38 kV、255 kW/6 kV、1 800 kW/6 kV、19 000 kW/10 kV的電動機參數，如表1所示。

1.2 功率因數的變化規律

根據表1中的4臺電機的數據，結合式（3），繪制出在直接起動過程中，功率因數cos（φ）隨著電機轉速n的增加而變化的曲線對比圖，如圖2所示。

由圖2，可以得出如下結論：

1）在剛起動，轉速為零時，4臺電機的功率因數分別約為0.562、0.400、0.314、0.277。即容量越大、電壓等級越高，起始功率因數越低。因此，高壓大容量感應電機直接起動通常對電力系統的影響更大。

2）在電機加速過程中，當轉速在1 350 r/min附近時，4臺電機的功率因數依次達到最大值。因此，容量越大、電壓等級越高，最大功率因數越大，且達到最大功率因數時的轉速也越大。

3）4臺電機的功率因數在達到最大值后下降，但低壓小容量的電機的功率因數下降速度要快得多。因此，盡管高壓大容量電機在電機起動瞬間的功率因數低于低壓小容量電機的功率因數，但是其運行在額定轉速附近時具有更高的功率因數。

1.3 電磁轉矩的變化規律

同理，根據上表中的4臺電機的數據，結合式（1），繪制出在直接起動過程中，電磁轉矩標幺值隨著電機轉速n的增加而變化的曲線對比圖，如圖3所示。

由圖3，可以得出如下結論：

1）在剛起動，轉速為零時，4臺電機的起動轉矩倍數分別約為2.01、1.55、0.85、0.73。即容量越大、電壓等級越高，起動轉矩倍數越低。因此，高壓大容量感應電機直接起動更容易遇到因起動轉矩過低而起動失敗的問題。

2）在電機加速過程中，當轉速在900 r/min～1 300 r/min之間時，4臺電機的電磁轉矩標幺值依次達到最大值。因此，容量越大、電壓等級越高，最大轉矩倍數越大，即過載能力越強，且達到最大轉矩倍數時的轉速也越大。

3）4臺電機的電磁轉矩標幺值在達到最大值后下降，但低壓小容量的電機的電磁轉矩標幺值下降速度要快得多。因此，盡管高壓大容量電機的起動轉矩倍數和最大轉矩倍數都低于低壓小容量電機，但是其運行在額定轉速附近時電磁轉矩標幺值更大。

2 自耦磁控軟起動工作原理

基于虛擬磁閥技術的超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動拓撲結構圖如圖4所示。

起動開始，先合上高壓斷路器QF，然后合上接觸器KM2、KM5、KM4、KM6，此時晶閘管T不導通，電機通過磁控電抗器MCR繞組N1與附加繞組N2構成的自耦變壓器，實現自耦降壓起動。

自耦降壓起動結束后，進入串聯磁控電抗器的軟起動階段。斷開接觸器KM5、KM6，合上接觸器KM3，磁控電抗器MCR1串入電動機定子回路。磁閥式可控電抗器鐵心由兩個并聯的工作主鐵心柱及交流旁路鐵心組成，主鐵心柱上分別對稱地繞有匝數為N1/2的兩個線圈。每柱的繞組有抽頭比為δ=Nk/N1的抽頭，它們之間接有晶閘管T1、T2，不同鐵心的上下兩個主繞組交叉連接，續流二極管D則橫跨在交叉端點上。繞組兩端串入起動電機回路，如圖5所示。電抗器工作時，在晶閘管T1、T2兩端感應出5%左右控制電壓。在電源電壓的正、負半周輪流導通晶閘管T1、T2，則在回路中產生直流控制電流，使鐵心磁閥飽和，從而實現電抗值的連續可調。磁閥式可控電抗器輸出電流大小取決于晶閘管T1、T2的導通角度，導通角越大，則產生的控制電流越強，鐵心磁閥的磁阻越大，電抗器感抗越小。電機機端電壓逐漸上升，軟起動器兩端電壓逐漸減小。此時增大控制晶閘管的導通角，使等效電抗值減小，進而維持電流恒定，實現恒流起動。

當檢測到電流下降到額定電流，電機接近額定轉速，則斷開接觸器KM2、KM3、KM4，合上接觸器KM1，將自耦磁控軟起動器短路，起動過程結束。

3 軟起動成本比較

3.1 串磁控電抗器起動成本計算

如圖6為電機磁控軟起動等效電路。

圖中XL為磁控電抗器的單相等效電抗值，U1為相電壓，U1=Un/3，Xs=U2n/Smin。Smin為系統最小短路容量。如果要求起動電流降為電機額定電流In的kset倍，電機剛起動時，忽略勵磁回路，由圖6（a）電機起動時等效電路，可算出初始電抗為：

此時，磁控電抗器兩端的電壓為：UL0=ksetInXL0。隨著電機的加速，轉差率s逐漸減小，電機阻抗增加，要使起動電流維持恒定，則隨著電機端電壓的增加而減小電抗器的工作電壓，則電抗器的等效電抗值也隨之減小。當電動機轉速達到額定轉速的95%時，將轉差率s=（n1-0.95nN）/n1代入式（3），得到起動結束時電機的等效阻抗Zend。由圖6（b）電機起動結束時等效電路，可算出起動結束時磁控電抗器的等效電抗值為：

此時，磁控電抗器兩端的電壓為：

因此可以得到磁控電抗器的容量范圍如下：

設單位容量磁控電抗器的成本為x，則串磁控電抗器起動的總成本為

3.2 自耦磁控起動成本計算

在電機起動初始階段，采用自耦降壓起動的方法。如圖7所示為自耦起動階段的單相等效電路圖。

若要求起動電流降為電機額定電流的kset倍，電機剛起動時，忽略勵磁回路，由圖7，可得

將上述參數代入式（7），可得串聯磁控電抗器的成本C1與起動電流倍數kset之間的函數關系：C1=f（kset），繪制出關系曲線，如圖9所示。

由圖9，可以看出：隨著起動電流倍數kset的增大，串磁控電抗器起動的成本C1整體的變化趨勢為先變大后變小。當起動電流倍數kset不大時，此時需要串聯的磁控電抗器等效電抗值較大，但流過磁控電抗器的電流的增大速率更大，使得串磁控電抗器起動的成本C1隨著kset的增大而增大，當kset增大到約1.65時成本C1達到最大，如圖9中第1段曲線所示。起動電流倍數kset繼續增大，此時需要串聯的磁控電抗器等效電抗值隨之變小，并且對磁控電抗器的容量變化起到主導作用，因此成本C1逐漸減小，如圖9中第2段曲線所示。

設定在檢測到轉速為1 200 r/min時，由自耦降壓起動切換至串聯磁控電抗器起動階段。計算可得此時的Zck=1.367 0+j1.522 7 Ω，并令k=3，連同上述參數代入式18，可得自耦磁控起動的成本C2與起動電流倍數kset和自耦變壓器抽頭比ka之間的函數關系：C2=f（kset，ka），繪出曲線如圖10所示。

由圖10，可以看出：當起動電流倍數kset不變時，自耦磁控起動的成本C2隨著自耦變壓器抽頭比ka的先增大后減小。因為ka不大時，電機的端電壓大大降低，所需串聯的磁控電抗器的等效電抗值很小，總的成本降低了，當ka達到約0.55時，成本達到最大;當ka繼續增大時，自耦變壓器二次側從一次側的獲得的分壓比變大，自耦變壓器的利用率增大，容量及成本減小。當自耦變壓器抽頭比ka不變時，自耦磁控起動的成本C2隨kset的增大而增大。分析可知，雖然單位容量磁控電抗器的成本約為自耦變壓器的成本的3倍，但是，在起動初始階段，通過自耦降壓，起動電流已經得到很大的降低，在磁控起動階段需要串聯的磁控電抗器等效電抗值相對前一種起動方法大大降低了。因此，自耦變壓器的成本CT的變化對總成本C2起到主導作用。而CT與kset的平方成正比，所以總成本C2隨著kset的增大而增大，且增大的速率也越來越大。

取ka=0.8，繪制出C1、C2以及C1-C2與起動電流倍數kset之間的關系曲線對比圖，如圖11所示。

由圖11可以看出，當起動電流倍數kset小于1.927時，自耦磁控起動的成本都要比串磁控電抗器起動的成本高。當kset=1.25時，C1-C2達到最大，為0.91×106x，C1比C2高了32%。因此，選擇具有合適抽頭比的自耦變壓器，在滿足相同起動要求下，可以使得自耦磁控起動的成本比串磁控電抗器起動的成本大大降低。

4 仿真

在Matlab/SIMULINK中分別建立超特大容量高壓電動機的直接起動、自耦降壓起動以及自耦磁控軟起動的仿真模型。電機參數為：額定功率18 MW，額定電壓為10 kV，額定電流為1.039 kA，額定轉速為1 500 r/min。利用前文所述電機參數計算方法，得出仿真所需的具體電機參數。并根據成本計算得出的結論，選擇合適的自耦變壓器抽頭比，使得自耦磁控軟起動的總成本盡可能減小。3種起動方法的定子電流、電磁轉矩以及轉速的仿真結果分別如圖12～14所示。

由以上的仿真結果可見，超特大容量高壓電動機直接起動電流沖擊過大，瞬間可達額定電流的5倍左右，自耦降壓起動電流和轉矩在切換瞬間都會出現很大的二次沖擊，而基于虛擬磁閥技術的超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動電流下降到2.5倍額定電流，總體起動過程比較平滑，大大減小了電流和轉矩的二次沖擊，且起動時間由自耦降壓起動的20s縮短到15s，總體起動性能穩定，響應速度快。

5 實驗

為驗證理論分析和仿真的正確性，研制了超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動器樣機。實驗裝置樣機如圖15所示。

對18 MW/10 kV，額定電流1.039 kA的感應電動機進行自耦磁控軟起動。設置起動電流為2.5倍額定電流（即2598 A）。并根據成本計算得出的結論，選擇合適的自耦變壓器抽頭比，使得自耦磁控軟起動的總成本盡可能減小。起動電流如圖16所示。

從起動電流的歷史曲線可以看出，電機起動電流最大約為2 200 A（設計值為2 598 A），起動時間為16 s，起動過程非常平穩，起動電流基本維持恒定，無二次電流沖擊，均與仿真結果十分接近，證明該仿真系統正確。

6 結 論

1）推導出電機參數的計算方法，比較了不同型號感應電動機在直接起動過程中功率因數以及電磁轉矩的變化情況，得出了容量越大、電壓等級越高，電機更容易遇到功率因數低、起動轉矩低等起動問題的規律。

2）推算出串磁控電抗器起動和自耦磁控軟起動成本計算公式，并代入具體算例分析比較，得出了選擇具有合適抽頭比的自耦變壓器，在滿足相同起動要求下，可以使得自耦磁控起動的成本比串磁控電抗器起動的成本大大降低的結論。

3）提出的基于虛擬磁閥技術的超特大容量高壓電動機自耦磁控軟起動的方法，相比于串磁控電抗器起動的方法，可以大大降低成本。仿真與實驗結果表明，相比于自耦降壓起動的方法，該起動方法能夠有效消除電流和轉矩的二次沖擊，有效減小起動電流，起動平滑，性能穩定，響應速度快。

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（編輯：賈志超）