整流裝置主電量典型值的分析計算

廖秀華

（廣州化工設計院，廣東廣州510655）

整流裝置主電量典型值的分析計算

廖秀華

（廣州化工設計院，廣東廣州510655）

以10萬t/a離子膜燒堿規模為例，從確定電解槽的單元數開始，對整流裝置各主電量進行逐項典型值計算和分析，闡明整流與工藝協調一致的工程算法，得出以2.5萬t/a燒堿為單位的主電量典型值。

燒堿；整流；主電量；典型值

在燒堿項目設計中，整流裝置主電量的計算都是以電解工藝所提供的電解槽系列的直流電流和直流電壓為依據的，即使燒堿規模相同，電槽系列的單元數和整流主電量也相差不少。究其原因，除了基礎條件不相同外，是由于計算方法不一樣所造成的。本文以10萬t/a離子膜燒堿規模為例，從整流到電解系統的角度探討整流裝置主電量的工程算法，并按設定的計算條件算出其典型值。

1 主電量計算條件的確定

1.1 電解槽系列

共分4個電解系列，每個系列燒堿規模2.5萬t/a，燒堿總規模10萬t/a。采用ZMBC（H）-2.7型國產復極式離子膜電解槽，高電流密度，自然循環方式。槽的陽極面積為2.7m2，設計電流密度為4.5～5.5 kA/m2；最大負荷電流為15 kA；單槽電壓為3.08～3.10 V；電流效率為93%～96%。

1.2 整流供電系統

采用1套機組帶2個系列電槽的“一拖二”配置方式，每套機組2臺整流裝置，12脈波整流。2套機組在35 kV母線上形成等效24脈波整流。有2種移相方案，其一是在整流變壓器網側延邊三角形移相接線，如圖1（a）；其二是同機組的2臺整流變壓器網側一角接，一星接，2臺調壓變壓器分別移相+7.50和-7.50，如圖1（b）。

1.3 電解槽單元數的確定

目前國內氯堿廠采用上述電解槽的系列年產規模大致有1.00萬t、1.25萬t、1.50萬t、1.75萬t、2.00萬t和2.50萬t，換算成以萬t/a為單位，系列的槽單元數最多為88個，最少為68個，以68單元者居多，應該說是代表性的單元數。多于68單元者，有預留備用單元，年生產時間較少。

關于單元數，其計算公式為：

式中：W—每小時燒堿產量，t/h，以生產時間為8 400 h計，對于2.5萬t/a的規模而言，W=2.974 t/h；

Id—電槽運行電流，取電流密度4.67 kA/m2，Id= 12.5 kA；

ηDL—電槽的電流效率，取95%。

將有關數據代入N的計算式，得出N=168單元，接近統計數字68單元/萬t×2.5萬t≈170（單元）。

可見，如果生產時間為8 400 h，平均開動電流12.5 kA，平均電流效率為95%，2.5萬t/a電解系列的典型單元數為168臺。倘若有關參數不符，則應對值作相應修正。

1.4 電解系列額定直流電壓值的確定

直流電壓是單元槽壓之和，單元槽壓確定后，可計算出直流電壓值。有關資料顯示，與系列的單元槽數一樣，單元槽設計電壓也存在高低不一的情況，以相同的電流密度計，最低槽電壓為3.59 V，最高槽電壓為4.11 V，以3.80～3.90 V居多。

關于單元槽壓確定的方法，設計權威人士推薦的計算式為：

式中：N—電槽系列單元總數；

u0—槽電壓初值，通常稱極化電壓（本計算定為2.4 V）；

kt—電槽電壓降，隨電流密度變化的梯度，分初期值和終期值，有關資料介紹，初期值為0.14V·m2/kA，終期值為0.16 V·m2/kA；

k·j—電槽回路母排壓降隨電流密度變化的值，對于復極槽來說，沒有槽間聯排，該項不在槽壓之列。其正負端進出線排的壓降，在空載電壓的直流母排壓降中考慮便可。

初期槽壓按4.5 kA/m2、4.63 kA/m2和5.56 kA/m23種電流密度計算，得出：

從以上的槽壓值可見，主電量計算條件中的槽電壓是指初期電壓，到了終期，在最高電流密度下，槽電壓的理論值約為3.3 V。當然，這些只是理論值而已，實際還有槽溫、槽內阻變化，鹽水質量等有關因素。因此，有的電槽供應商提出將電壓降梯度加大0.05 V的觀點，按此梯度，電槽在最高電流密度下，其槽壓為Uc（5.56）=2.4+（0.16+0.05）×4.63=3.56（V），這就是電解工藝供電條件中較常出現的電壓，但這不宜定為槽壓的典型值。因為到了電槽終期，在最高電流密度下運行已不經濟，不再為普遍單位采用，作為典型值，還是按設計的電流密度范圍，取4.63 kA/m2來計算為宜，此時槽壓為Uc（4.63）=2.4+（0.16+0.05）× 4.63=3.37（V），取3.4 V為槽壓典型值。如果超過3.4 V，便已經與金屬陽極電解槽的槽壓相近了，這就失去了離子膜法電解的節電意義。根據日本旭化成公司提供的資料顯示，在電流密度不變的前提下，離子膜末期用電功率為初期的1.32倍，單槽電壓3.81 V，已超出正常運行范圍。

以3.4 V定作槽電壓典型值，計算出直流電壓= 168×3.4≈572（V）。

1.5 額定直流電流值的確定

電解槽屬于Ⅰ類負荷，不會過負荷運行，故將其設計的最大電流值確定為整流裝置的額定電流值便可，即IdN=15 kA。至于電流儲備系數、一般取2.5～3.5，由用戶與廠家商定。

2 整流設備的主電量計算

下面以IdN=15 kA、UdN=572 V，計算2.5萬t/a燒堿整流設備的主電量。

（1）整流變壓器理想空載直流電壓依下式計算

式中：UdN—整流設備額定直流電壓，取572 V；

（9）確定自耦調變調壓范圍。首先應指出的是，晶閘管整流裝置中的有載調壓有別于二極管整流的有載調壓，不是以電槽的零電流起動為目的，而是為了運行中保持晶閘管適度的控制角，以利于自然功率因數和諧波狀況的改善。因此，裝置調壓范圍上下限值的設計是根據電網電壓偏移值和電槽運行電壓最大值和最小值以及控制角的大小來確定的。

國家電能質量標準規定“35 kV及以上供電電壓正負偏差的絕對值之和不超過額定值的10%”。根據目前國內35 kV電網實際電壓偏高的情況，本計算假定電壓偏差值為＋10%和－5%。

電槽運行中可能出現的最高電壓就是前述的額定電壓，最低電壓可能發生在電密下限運行（4.5 kA/m2），同時退出若干單元槽，現假定8個單元槽。當電網電壓正偏差時，控制角不超過20°。

將以上各假定值代入空載電壓計算式，求出空載電壓最小值Udio（min）=510（V），為補償電網電壓的負偏差、將調壓器輸出電壓升高5%，因此，

為安全起見，開關上下限端宜留1級空余檔位。因此，應采用14級的調壓級數，選擇標準產品MⅢ500△型，35 kV、500A，16個工作位置的有載分接開關便可。

（11）計算調壓整流變壓器組的型式容量。采用自耦調壓變壓器，整流變壓器容量分離算法。

方案Ⅰ自耦變調壓，整流變網側延邊三角移相的變壓器組的計算容量。

整流變壓器計算容量應為整流變壓器額定容量加上因移相而增加的繞組容量△PL（C），查表得出延邊三角移相7.5°時，增加容量相對值為0.013 5，因此，Sjx（2）=PL（N）+△PL（C）=1.013 5PLN=1.013 5×10 300= 10 439（kVA）。

調壓整流變壓器組計算容量S∑（jx）=Sjx（T）+2×Sjx（Z）

方案Ⅱ自耦變調壓曲折接線移相，整流變壓器組型式容量。

自耦變壓器計算容量

式中，前段為基本繞組計算容量和因升壓而增加的容量，后段則為移相繞組的計算容量，將已知數代入后，Sjs（T）=IL·UL[1.05·sin（60°-7.5°）+sin7.5°]=1.11×計算過程中包括調壓和移相在內的繞組容量系數，取其1/2即為計算容量。

本文整流變壓器沒有移相繞組，其計算容量等于額定容量Sjx（Z）=PL（N）=10 300（kVA）

調壓移相整流變壓器組的計算容量

比較方案Ⅰ和方案Ⅱ的容量可見，前者較后者小了349 kVA，這是移相方法不同所致。方案Ⅰ是整流延邊三角移相，方案Ⅱ是自耦變曲折移相，方案Ⅰ的容量增加相對值較方案Ⅱ的小。兩方案自耦調變因升壓5%所增加的容量是相等的。

以上是對三相橋式整流聯結的調壓整流變壓器的容量計算，如果是正反星形帶平衡電抗器電聯結的調壓整流變壓器的型式，其容量計算較之復雜，因其閥側容量與網側容量不相等，加之對平衡電抗器和自耦調變的容量有各自的算法，因此，不同廠家得出來的容量值相差不小。鑒于型式容量是詢價的依據及其算法的不一致，對變壓器的性價比難于科學評估。倘若碰到這種情況，推薦關于“變壓器換算容量”的經驗公式參考。

換算容量的理論來自2種調壓方式的方案比較，為將一次側抽頭調壓的單級整流變壓器方案與自耦調壓變壓器加固定變比的整流變壓器組進行經濟比較，在相同的調壓深度和通過容量下，從金屬材料消耗、電能損耗和外形尺寸等方面考慮，可以采用變壓器換算的經驗公式進行量化對比。

表1是2種調壓方案在典型的調壓深度下，變壓器的換算容量與直流最大輸出功率（對應于最高直流輸出電壓和額定電流）之間的關系。運用此關系，可以判別在經濟上比較有利的調壓方式所對應的調壓范圍，也可以在通過容量和調壓方式相同的情況下，對2種電聯結的整流變壓器耗材、耗電等進行對比，還可以在計算出三相橋式聯結的整流變壓器組總的型式容量之后，估算出正反星形帶平衡電抗器聯結的整流變壓器組總的型式容量。

表1 整流變壓器換算容量與調壓范圍的關系

本計算假定額定輸出位置Ud0開關在#10檔，#11～#15檔為補償電網電壓-5%的升壓檔位。

d.求換相角μcos（α+μ）=cosα-（1-cosμ0）

cos（20°+μ）=cos20°-0.072=0.867

μ=29.8°-20°=9.8°

e.求位移因數cos'φα，（未考慮變壓器勵磁電流時）φα=25.8°

f.設變壓器勵磁電流相對值I0=0.01，考慮變壓器勵磁電流時的位移因數cosφα：

h.求實際畸變系數V

3 主電量典型值計算結果和特點

主電量典型值計算結果見表2。本計算的特點如下。

（1）本計算試從電氣角度解讀電解工藝提出的電氣參數，以便專業間溝通。長期以來的設計慣例都是以工藝為龍頭，整流服從工藝。因此，對工藝所提出的電氣參數很少深入思考，難免出現目前普遍存在的額定直流電壓選得偏高，整流裝置容量相應偏大的問題。通過本計算，可以了解從工藝到電氣的過程和量值關系，為專業間溝通打下技術基礎，探求盡量合理的設備選型方案。

（2）對整流設備的計算容量留有適當的余地。本計算整流裝置的電流額定值以電槽電流最大值15 kA為準，計算出燒堿每萬噸規模的整流設備平均功率為4 120 kVA，顯然此值偏大。在確定電槽單元數的計算中，是按平均運行電流12.5 kA設定的，其對應的平均容量僅31 000 kVA，按同樣條件計算，電槽運行電流15 kA時，燒堿每系列可達到3萬t/a。當然，這只是階段性生產水平，不等于長期如此。

表2 主電量值計算結果

此外，設計裝置的閥側電壓也預留了余地。在空載電壓計算中，將控制角設定為20°，在有載開關配合下，運行中的控制角完全可以小于此值。由于后面的功率因數計算可以達到0.9，沒有修改控制角的設定值。目的就是，如果要增加單元槽數，將控制角設定在10°運行，單元槽數便可以增多6臺。

整流設備的電流和電壓留有適當的余地，是根據復極槽的單元數不能隨意增加的特點所決定的，欲增加產能，只能采用調高運行電流和適當增加單元數的辦法。各單位應結合具體情況確定，預留電流、電壓余量及其值。

（3）本計算充分發揮了有載調壓方式的效能，選用自耦有載調壓方式，根據只有22%的調壓深度和16個分接位置，采用了最簡單的線性調壓電路，不需要粗細調或正反調的繞組，使調壓繞組容量最小，計算容量和額定容量接近，造價和損耗最經濟。

對于電網電壓負偏移的補償，不是采用傳統的提高閥側額定電壓的方法，而是將調變的輸出電壓設計高于電網額定電壓5%。2種方法相比，節省了容量500 kVA，同時，減少了閥側繞組的銅損。

本計算調壓下限值選得比通常設計要高，是根據復極槽的負荷變化不大，晶閘管有0～100%的調壓功能，運行中能避免深控，自然功率因數可達0.9以上綜合考慮，并結合調壓范圍的實踐總結而確定的。事實上，20世紀八九十年代，從日本引進的離子膜法晶閘管整流裝置，只配無載調壓整流變壓器，帶的是5級無載分接開關，調壓范圍為80%～100%，采用了高壓無功補償濾波措施。實踐證明，該方案簡潔、可行而經濟。

Calculation of rectifiermain power typicalvalue

LIAOXiu-hua
(Guangzhou ChemicalDesign Institute,Guangzhou 510655,China)

Take 100 kt/a ionicmembrane caustic soda production for example and begin with the number of electrolyzer units,all typical valuesof rectifying devicemain powerwere analysed and counted.Engineering calculation method of rectifyingmatch with process was explained,and arrived at themain power typical valuesof25 kt/a caustic soda production.

caustic soda;rectifying;main power;typicalvalues

book=1,ebook=207

TM461

B

1009－1785(2010)06－0001-05

2009-09-21