0 引　言

大型船舶电力系统中的变压器容量较大，在全船负荷中占有相当的比重，是船舶电力系统的重要设备之一^{[1 – 6]}。在船舶正常运行时，变压器的励磁电流很小，一般为额定电流的1%～2%^{[2 – 4]}。当变压器空载合闸投入电网运行时，由于变压器铁心磁通的饱和特性和非线性特征，会产生很大的瞬时电流，其幅值可能达到极高的数值。此时电流波形会产生严重畸变，形成励磁涌流^{[3 – 5]}。励磁涌流可能会导致变压器继电保护的误动^[6]，高次谐波还会引起电磁干扰，影响周围电子设备的正常运行。此外，励磁涌流还将导致母线处出现较大的瞬态电压降，从而影响船舶电力系统的正常运行^{[2 – 10]}。

为了抑制变压器空载合闸时产生的励磁涌流，通常采取的方法是在合闸回路中串联电阻来限制涌流的幅值和暂态过程^{[1 – 8]}，但该方法容易受到系统参数和变压器剩磁的影响。随着开关技术的发展，出现了选相位分相合闸技术^{[9 – 14]}，由于变压器剩磁难以测量以及断路器动作的分散性和触头预击穿等不可控因素的影响，实际应用仍存在一定困难。还有学者提出了通过改变一、二次绕组分布来抑制励磁涌流的方法，即通过增加合闸过程中变压器的自感来达到抑制变压器励磁涌流目的，但该方法改变了变压器的内部结构，可能会给变压器的稳态运行带来不可预料的影响^{[15 – 18]}。本文提出一种新型的变压器励磁涌流抑制方案，测试结果表明，在大容量变压器空载合闸时，本方案可以有效地抑制励磁涌流，具有很好的反应速度及抑制效果。

1 预充磁方案的基本原理 1.1 励磁涌流分析

变压器空载合闸的励磁涌流主要由变压器内部磁通的突变造成，图1所示为变压器T形等效电路图。

设变压器所接母线电压 ${U_1}$ 按正弦规律变化，变压器空载合闸即二次侧开路，一次侧投入电网的电压方程为:

${N_1}\frac{{{\rm d}{\phi _1}}}{{{\rm d}t}} + {r_1}{i_1} = \sqrt 2 {u_1}\sin (\omega t + \alpha ){\text{，}}$

(1)

式中： ${N_1}$ 为变压器一次绕组匝数； ${\phi _1}$ 为变压器一次侧绕组磁通； ${r_1}$ 为变压器一次侧等效电阻； ${i_1}$ 为一次侧电流瞬时值，空载时即为变压器励磁电流； ${u_1}$ 为变压器一次侧电压； $\omega = 2{\text{π}} f$ ，f为频率； $\alpha $ 为变压器合闸瞬间初始角。

变压器空载合闸时的磁通表达式为：

$\phi = - {\phi _m}[\cos (\omega t + \alpha ) - \cos \alpha ]{\text{。}}$

(2)

式（2）表明，合闸时磁通的大小与初始条件有关，即与电压 ${u_1}$ 的初始角 $\alpha $ 有关，当 $\alpha = 0$ 时合闸，有

$\phi = {\phi _m} - \phi _m^{}\cos \omega t{\text{。}}$

(3)

在这种情况下合闸，变压器中的磁通能达到稳态磁通的2倍，考虑到变压器的剩磁，这个数值将在2倍以上^{[3 – 4]}。而一般的大容量变压器额定工作状态均在磁化曲线的膝点附近，此时的铁芯已接近饱和，当变压器磁通达到高度饱和时，磁导率的降低造成变压器磁化电抗非常小，即变压器一次侧电路阻抗非常小，合闸瞬间会产生较大的冲击电流。

大型变压器空载合闸时电网电流的相位，幅值以及变压器合闸时间，变压器剩磁都会影响励磁涌流的相位和幅值，合闸时间的不同也会导致励磁涌流的相位不同。本文在大型变压器电网侧并联新型变压器预充磁装置（Novel preliminary magnetizing of transformer，NPMOT），通过补偿相应的电流增量来降低其对电力系统的影响。

1.2 NPMOT工作原理

NPMOT输入侧通过小型变压器1与电网的母线并联，小型变压器1给三相不控整流电路升压，通过实时检测负载电流 ${i_L}$ ，与电网电流 ${i_S}$ 进行比较，使用SPWM控制方案对系统进行调节，驱动逆变器。逆变器串联输出电感，通过小型变压器2与电网串联，如图2所示。

其工作原理详述如下：

将NPMOT等效为一个理想的受控流源 ${i_C}$ ，与输出电感 ${Z_F}$ 的串联， ${{{i}}_L}$ 为变压器合闸时非线性电流。图3为带NPMOT的系统等效电路。

图3中，变压器空载合闸暂态励磁电流用非线性电流源 ${{i}_L}$ 表示，NPMOT等效为一个可控电压源， ${U_s}$ ， ${Z_S}$ 分别为系统等值电压、阻抗； ${Z_F}$ 和 ${Z_a}$ 分别为输出电感阻抗和基波串联谐振支路的阻抗； ${U_{n}}$ ， ${{i}_{n}}$ 分别为NPMOT的等效电压和等效电流； ${{i}_{S}}$ ， ${{i}_{L}}$ 分别为系统侧电流和变压器侧电流。

变压器空载合闸时，设电源电压 ${U_s}$ 为正弦波， ${U_{n}}{\rm{ = }}K*{{i}_S}$ ， ${U_{\rm}}$ 为理想受控电压源，根据戴维南等效定律，则电源电流 ${{i}_{{Sm}}}$ 的励磁涌流分量为：

${I_{{\rm{Sm}}}} = \frac{{{Z_F} + {Z_a}}}{{{Z_s} + {Z_F} + {Z_a} + K}}{I_{Lm}}{\text{。}}$

(4)

当 $K \gg \left| {{Z_F} + {Z_{a}}} \right|$ 时，可忽略 ${Z_S}$ ， ${Z_F}$ ， ${Z_{a}}$ ， ${I_{{sm}}}$ 随K值增大而减小，由空载变压器合闸的瞬时电流将流入NPMOT，减少了对系统的冲击。可以看出，励磁涌流的抑制特性主要由K值以及K与 ${Z_S}$ ， ${Z_F}$ ， ${Z_{a}}$ 之间的关系决定。要获得理想的抑制性能，要求K取足够大，但K值的增大也会引起NPMOT容量的增加和系统的不稳定。可见，NPMOT能补偿变压器任意时刻空载合闸所产生的励磁涌流，保证了系统较好的稳定性。

2 控制方法设计

提出的NPMOT控制系统框图如图5所示，其中 $U_{d}^*$ 为稳压电容电压给定值， $U_{d}^{}$ 为实际稳压电容电压检测值，下标a，b，c分别对应电流的三相。采用一种基于广义瞬时无功理论的d-q坐标变换法，这种检测方法可以消除电压谐波等因素的干扰。

通过检测瞬时励磁涌流电流，得到电流畸变的分量，再乘以适当的K值以参数指令信号，通过PWM信号发生器控制NPMOT信号输出。

3 新型变压器预充磁装置硬件设计

新型变压器预充磁装置（NPMOT）由小型变压器、整流器、稳压电容、逆变器、输出电感等组成。（见图2），小型变压器用来提高二次侧的电压，还起到隔离保护的作用。整流器把交流电变成所需要的直流。充电电容用于支撑直流侧电压，同时还兼顾平波。检测变压器空载合闸时的励磁涌流和电网侧的电流，计算两者的偏差并输入逆变器的控制模块，控制逆变器的输出从而动态抑制励磁涌流，输出电感用于滤除高频毛刺。整个NPMOT可用于变压器任意时刻的空载合闸运行。

3.1 小型变压器

NPMOT结构中的小型变压器如图6所示。

其中 ${U_{in}}$ ， ${i_{in}}$ 为小型变压器的一次侧电压电流值， ${N_1}$ ， ${N_2}$ 为变比， ${U_{in1}}$ 为二次侧电压。由励磁电流可得小型变压器容量 $P = {U_{in}} \bullet {i_{in}}$ ，变比

$\frac{{{N_1}}}{{{N_2}}} = \frac{{{U_{in}}}}{{{U_{in1}}}}{\text{。}}$

(5)

由于励磁涌流对功率要求很低，所以小型变压器容量可以很小，但是整流逆变侧需要比较高的电压，因此二次侧的电压一般会设置为一次侧的1.2～2倍。

3.2 整流逆变部分

NPMOT结构中的整流逆变部分如图7所示。其中 ${U_{in1}}$ ， ${U_{out1}}$ 为整流逆变部分的输入、输出电压， ${U_{dc}}$ 为直流电压值，C为稳压电容。为了降低成本，提高系统的可靠性，整流侧为三相不可控整流电路，逆变侧为三相全桥可控电路，因此直流电压平均值 ${U_d}$ 为：

${U_d} = 2.34 \times {U_S}{\text{。}}$

(6)

在NPMOT装置中，稳压电容C的作用是提供一个稳定的直流电压，为保证NPMOT具有良好的电流跟随性能，必须将稳压电容电压控制在一个适当的值。稳压电容值可由式（7）得出，并近似取整：

$C = \frac{{{i_{neff}}}}{{U{}_d{f_{\min }}\gamma }}{K_c}\beta {\text{。}}$

(7)

其中： ${i_{neff}}$ 为流过NPMOT的电流有效值； ${f_{\min }}$ 为逆变器最低频率； $\gamma $ 为电压 ${U_{dc}}$ 的波动系数； ${K_c}$ 为载荷位移角； $\beta $ 为增益系数。

3.3 滤波输出电感

输出电感具有滤除高次纹波的作用，在NPMOT中，输出电感值的大小直接决定了电流的跟踪速度，从而很大程度地影响NPMOT的工作性能。如果输出电感值过大，输出电流的变化速度将变缓，电流跟踪能力下降；电感值过小，输出电流的变化速度将会增快，电力电子器件的开关频率必然提高、损耗增大。另外如果补偿电流中的高频开关波纹电流幅值增大，容易造成系统冲击振荡。在实际应用中可以根据对最大电流上升率的估计，估算输出电感的值，并近似取整：

$L = \frac{{{U_{ d}} - {U_{S\max }}}}{{\delta {i_{\max }}}}{\text{。}}$

(8)

式中： $L$ 为输出电感的估算值； $\delta {i_{\max }}$ 为电流最大上升率； ${U_d}$ 为直流侧电容电压值； ${U_{S\max }}$ 为电网电压峰值。

4 实验测试

系统测试模型如图2所示。其中，变压器为三柱三相式 $ \Delta /{\rm{Y}} $ 接法，变比为6.6/0.45 kV，容量分别选100 MVA和30 MVA；船舶系统电压等级6.6 kV，50 Hz； ${i_L}$ ， ${i_S}$ 和 ${i_{in}}$ 分别为负载电流、电网电流和NPMOT输入电流。NPMOT中变压器变比为1.5，计算得稳压电容C取近似值5 mF，输出电感L近似值为0.2 mH，K取20。

图8为100 MVA变压器安装NPMOT前、后0.1 s空载合闸时电网侧电流 ${i_S}$ 对比图。图8（a）为100 MVA变压器0.1 s时空载合闸 ${i_S}$ 电流值，图8（b）为安装NPMOT后变压器0.1 s时空载合闸 ${i_S}$ 电流值。从图8可以看出，没有安装NPMOT时，100 MVA变压器0.1 s空载合闸励磁涌流达到2 050 A，安装NPMOT后，电流从原来的峰值下降到55 A左右，抑制励磁涌流效果明显。

100 MVA变压器安装NPMOT前、后0.23 s空载合闸电网侧电流 ${i_S}$ 比较图如图9所示。安装NPMOT后，励磁涌流依然可以降到55 A左右，抑制效果比较好。从图8和图9可以看出，在安装NPMOT后，系统参数、合闸时间等因素均几乎不会影响抑制励磁涌流的效果。

NPMOT输入电流 ${i_{in}}$ 如图10所示，在不同时刻变压器空载合闸时， ${i_{in}}$ 的最大电流幅值均小于85 A，因此NPMOT中的小型变压器容量可以选择很小，符合理论分析结果，降低了设备成本，提高了经济安全性。

当变压器容量为30 MVA，变压器0.23 s空载合闸时的电网侧电流 ${i_S}$ 如图11所示。励磁涌流最大为1 750 A，严重影响船舶电力系统的安全。安装NPMOT后，30 MVA变压器0.23 s空载合闸电网侧电流 ${i_S}$ 从1 750 A下降到50 A，励磁涌流抑制效果明显。

变压器容量为30 MVA 时，NPMOT输入电流 ${i_{in}}$ 如图12所示。 ${i_{in}}$ 电流值稳定在45 A，可维持NPMOT正常工作。

NPMOT与变压器一次侧串联电阻，变压器一次侧并联变压器，分相合闸等励磁涌流抑制方案比较如表1所示。

由表1对比可知，在变压器一次侧串联电阻，先合闸电阻支路，延时后将电阻支路短路，使变压器投入运行的方法受系统参数和变压器剩磁影响，而且增大系统损耗，效果不是很理想。低压侧并联电容器或在变压器一次侧并联变压器的方案存在合闸时间选择的问题，合闸时间的不同对励磁涌流影响不同[2]。分相合闸技术是一种能有效抑制励磁涌流的选相位分相合闸技术，主要是通过检测变压器中某一相的剩磁来确定此相的合闸相角，然后通过一定的延时合上另外两相，但是由于变压器中的剩磁难以测量，断路器动作时间的不可控性，以及触头预击穿时间的不确定性等影响，所以该方法目前无法实际应用。基于快速追踪电流补偿的新型变压器预充磁方案（NPMOT）通过检测瞬态励磁涌流，对励磁电流进行实时补偿，不受系统参数、变压器剩磁及合闸时间的影响，抑制励磁涌流效果好，可靠性高。

5 结　语

由于变压器绕组中磁势不能突变及铁芯磁饱和的特性，变压器空载合闸时励磁涌流将达到极高的数值，同时电流波形会产生严重畸变，影响电力系统安全。本文针对某大型船舶电力系统，提出一种新型变压器励磁涌流抑制方案并设计实现，通过对电网电流的实时跟踪计算，可以有效抑制变压器的励磁涌流。试验结果表明，与其他一些励磁涌流抑制方案相比较，NPMOT不受系统参数，变压器剩磁及合闸时间的影响，可以较好地抑制变压器的励磁涌流，在性能和抑制效果上有明显的优势，具有实用价值。