自耦装置（共6篇）
自耦装置 篇1
1 排油注氮灭火装置与自耦变压器配合安装使用的主要框架
带排油注氮装置的自耦变压器, 其实是一个完备的系统。该系统主要由控制屏, 灭火柜, 断流阀, 自耦变压器, 温度探测器, 管路系统组成, 其中除自耦变压器以外, 其余都由灭火装置厂家成套提供。但是这套装置与自耦变压器的接口问题, 也就是本文要讨论的重点部分。首先将大体的装置的工作流程大致介绍如下。
当位于变压器箱顶上的火灾探测器感应>130℃的温度时, 会通过信号线传输给变压器的端子箱, 由端子箱经过控制电缆, 传给位于主控室的控制屏, 控制屏0.2s内控制现场的排油阀打开, 排出由于超温膨胀的部分变压器油至事故油池, 这样就可以减轻变压器内部的压力, 起到防爆的作用。同时位于变压器的储油柜和油箱之间的断流阀自动关闭, 防止储油柜内的变压器油参与燃烧, 3s内防爆动作, 或者20s内灭火动作, 氮气注入, 降低可燃气体浓度, 隔离氧气, 熄灭火焰。连续注入氮气30min以上, 充分冷却故障点温度, 降至燃点以下, 防止复燃。
2 排油注氮等管道方面与自耦变压器的接口
首先是变压基础和现场消防柜的基础的相对位置, 由于自耦变压器的长轴两侧都装设了散热器, 可以考虑将现场消防柜 (为了现场安装方便, 排油阀和注氮阀门都是集成安装在消防柜里面) 以及变压器要预留的排油口, 注氮口的管接头 (相关孔距等尺寸与排油注氮装置协调配合) , 放置在短轴的同一个侧面。这样管路的布置会很方便, 同时也应该考虑消防柜放置于事故油池的旁边, 这样排油的管路在通过消防柜以后距离也会比较短, 排油方便。
另外, 变压器上排油口的位置是比较靠近变压器的箱盖的, 因为根据热力学原理, 变压器油的最高温度的出现的位置, 就是变压器的顶部, 即变压器的油面位置, 所以变压器排油口的管接头要尽量的靠近箱体顶部, 这样就有利于首先排出温度最高的变压器油, 更好的防范火灾的发生。对于自耦变压器来说一般25 00 0k V A的以及32 000k VA的, 油箱的高度大约在2.1m左右, 比现场消防柜的高度略高 (以河北博为的消防柜为例大约为1.9m) , 这就要求现场消防柜的地基制作时要略低于自耦变压器的地基 (大约低200mm) , 这样才能保证管路的正常铺设以及排油的顺利进行。
火灾感应器的问题, 感应器在箱盖上应该尽量均匀分布, 在高压套管附近以及法兰连接面附近应尽量装设, 整个自耦变压器需安装6个火灾探测器, 组成两组感温火灾探测器信号, 即组成两个独立回路, 不同回路的探测器应交叉放置, 两个回路火灾探测器感温探头属于易熔金属合金, 具有感温动作准确、运行时强度高不易误动等特点。注意, 控制回路只对有效感温信号有反应, 有效感温火灾信号指任何两个相邻的火灾探测器动作发出的信号, 任何一个火灾探测器动作只发出报警。
3 自耦变压器二次保护方面的变化
变压器的二次保护与排油注氮灭火装置控制柜的配合问题。电源的预留问题。
关于二次保护方面, 除了自耦变压器正常的温度保护, 瓦斯保护, 以及压力保护以外, 增加了断流阀的保护, 断流阀设置启动的时间是比排油阀启动的时间提前一点的, 这样的话避免把储油柜中的温度较低的变压器油排出, 避免了浪费, 同时也节约了排油的时间。
气体继电器的变化, 一般自耦变压器用的气体继电器为QJ-80气体继电器, 为3对节点, 其中一对为信号节点, 两对为跳闸节点, 但是装上排油注氮灭火装置以后, 要将其中的一对跳闸节点更改为介入排油注氮灭火控制柜, 也就是说重瓦斯保护要把信号给到灭火控制柜。
压力释放阀的变化, YSF-55/80也要将两对跳闸节点中的一对接入灭火控制柜, 而不是全部接到跳闸回路里面。
火灾探测器的节点两对, 也要从自耦变压器二次保护端子箱引出, 纳入到灭火控制柜, 为了保证信号通道的安全与畅通, 所有与灭火控制柜相连接的电缆都要求选用耐油阻燃的控制电缆。
在下面两种情况下, 排油住氮装置自动启动。
(1) 重瓦斯信号和主变断路器全跳开信号同时出现, 并且两路火灾探测器信号出现, 说明自耦变压器箱盖温度已经过高, 超过了临界值, 出现了严重故障。
(2) 重瓦斯信号和主变断路器全跳开信号同时出现, 并且压力释放阀动作信号出现, 说明变压器内部压力超过了临界值。
值得注意的是, 变压器排油注氮, 都是在断路器完全跳开的情况即自耦变压器断电的情况下自动启动的, 因为带电进行排油注氮, 是非常危险的 (比如油箱顶部的一些位置在少油的情况下会绝缘击穿, 导致箱体带电) 。
另外排油注氮装置还有手动启动和遥控启动的功能。
远方遥控启动:灭火装置在选择远方控制状态时, 通过远方信号或电话、视频等发现变压器发生火灾, 可在远方调度远方遥控启动灭火, 遥控启动灭火的前提是火灾探测器动作有效信息传入和断路器断电。
手动启动:手动启动时, 按下手动按钮、并在10s内按下手动确认按钮, 可手动启动灭火。手动启动时必须在断路器跳闸的前提下进行。手动按钮和手动确认按钮安装防误动保护罩。
4 结语
该装置已在山西中南部通道铁路项目中投入使用。山西中南部通道项目采用了很长距离的隧道, 由于地形原因, 要贯通太行山, 所以必须在太行山隧道内设置AT变电所, 根据线路供电需要, 共设置了四个AT变电所, 每个变电所两台或四台自耦变压器 (分区所是要设置四台自耦变压器的) 。为了节约主控室的空间, 若干个AT变电所的灭火控制柜与现场排油注氮装置均设置成了一拖二或者是一拖四的形式, 即一台灭火控制柜控制两套或者四套排油注氮消防柜。经与铁道第三设计勘察院紧密合作, 排油注氮灭火装置得以在自耦变压器上安装运行, 在以后的铁路建设中, 在预防和控制火灾方面, 必将发挥稳定而积极的作用, 另外个人认为, 一些安装防火要求比较高的场合的电气设备, 可以考虑采用排油注氮的灭火方式来保证设备的安全运行和火灾事故的防范。
参考文献
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自耦电压互感器串电阻补偿 篇2
为实现三相变压器10.5k V平衡绕组线端3只避雷器故障在线监测, 设计电压互感器PT并接在某相避雷器线端, 当三相避雷器正常, PT输入相对地电压10.5/k V, 当该相避雷器击穿, PT输入电压降为0k V, 当其他相避雷器击穿, PT输入线电压10.5k V。该电压互感器PT输入0、10.5/、10.5k V, 输出电压0、57.7、100V。输出电压通过PT变送模块转换成4~20m A信号接入变压器在线监测系统, 由监测系统区分三个信号, 可实现3只避雷器故障在线监测。
为降低成本, 采用自耦接线设计单相油浸式电压互感器, 型号为RMPT-20/10.5, 变比10500/100V, 负荷20VA, 联结组别Ia0。试验发现输出精度低, 经过分析研究, 在公共端串电阻补偿改进后, 精度显著提高。
1 自耦电压互感器制造工艺与性能
设计的自耦电压互感器的采用单相单柱旁轭式铁心, 按直接缝叠片, 心柱直径75mm, 窗高150mm, 窗内宽度46mm, 采用层压纸板制作夹件、垫脚和上梁, 用紧缩带绑紧下轭和旁柱, 用胶木螺杆拉住垫脚、上梁;铁心磁密最大值选1.85T, 绕组采用多层圆筒式, 公共绕组ax绕1层共180匝, 串联绕组Aa绕37层共18720.5匝, 每层减少3匝, 导线高度依次变小呈塔形排列, 层间放置4张120mm高0.075电缆纸绝缘, 将绕组两端导线下面的电缆纸粘双面胶固定导线, 留端绝缘距离;绕组两端放置铁轭端圈, 套装到心柱上, 撑紧与心柱间隙;铁芯接地引线连接箱壁接地, 出头A连接16mm2电缆, 加包皱纹纸3mm厚绝缘, 通过10k V套管出线;出头a、x分别连接小铜排过渡, 避免a、x出头导线断线, 再通过2.5mm导线引入0.2k V套管出线;干燥后器身放入油箱中, 器身上下部放置橡胶板, 拧紧箱盖螺栓, 弹性压紧器身, 装配A、a、x套管;注油静放后试验其性能。
该自耦电压互感器匝比、绝缘试验合格, 测量31℃直流电阻Rax=3.0、RAx=4110, 接近绕组电阻计算值3.0、4092, 最后进行空载试验, x接公共地, A端逐步加电压, 测量a、x端子间电压。空载试验数据如下:
若该自耦电压互感器接入线路中, 当避雷器都正常, 线路相对地电压为6062V;当其他相避雷器击穿, 线路电压增至10500V, 此时ax输出79V, 而100-79=21V, 79-57.1=21.9V, 按输出79V论断线路故障情况, 很难分清是线路正常还是其他相避雷器击穿, 可见设计的自耦电压互感器输出精度太低, 有待研究补偿措施, 提高精度。
2 补偿措施
如何改进已经设计好了的自耦电压互感器的精度呢?自耦电压互感器的输入、输出由导线电路连接, 相角差为0, 只存在模差。以下简述减小模差的简易方法。
上述设计方案中, ax绕组180匝, 线规为QQ-2-0.16, Rax=3.5, Ax绕组匝数18720.5+180=18900.5匝, 线规为QQ-2-0.5, RAx=4790。导线直径由0.5变化到0.16, 导线长度随线圈内外径位置变化, 由此使得电阻与匝数不成比例。Ax、ax绕组上感应电势随匝数成比例分布, 短路阻抗中电阻分量为0.8%, 电抗分量为0.0155%, 电阻分量远高于电抗分量, 若使电阻能随匝数按线性分布, 可以改善输出电压:输入电压的线性度。按匝数比例关系, ax绕组电阻应为Rax’=180/18900.5*4110=39.1, 比实际电阻Rax (3) 高39.1-3=36.1, 可知若x末端串接36.1的电阻, 能使Rax电阻达到39.1, 在Ax、ax绕组上电阻也成比例分布时, ax绕组输出电压应可以达到随Ax输入电压比例输出, 使得互感器模差减小, 精度提高。
试验验证上述改进措施, 使用一只220V的1k W电热炉 (或热水器) 作为电阻, 其电阻值为2202/1000=48.4, 实测电热炉电阻为48, 串到自耦电压互感器x端与公共地之间, 再次空载试验数据如下:
可见自耦电压互感器输出精度显著提高, 满载时, 输出98V, 距离100V偏差2V, 达到2级表的效果, 图 (b) 试验中, 电压表内阻约1.5k, 监测系统将自耦电压互感器接入PT转换模块, 如图 (c) , 输入阻抗100K, 输出精度将更高, 将不再影响监测系统对避雷器故障识别了。
3 误差分析
目前已有自耦电压互感器固有误差计算公式如下:
KH-互感器的变比
Rs-互感器一次电阻
R2b-二次负荷电阻
Ra-互感器二次电阻
图 (b) 试验中, 内阻R2b≈1.5K, 按已制互感器试验参数, KH=10500/100=105, Ra=3, Rs=4110, 二次空载电流0.00143A, 二次电压100V, 得Zm≈100/ (0.00143) =70 K, 为提高精度, x端需串接合适电阻R, 使得
即 (4110+R) - (105-1) × (3+R) =0,
解得R=36.9, 与前面推算电阻很接近。
4 结论
自耦装置 篇3
为了便于分析,我们将被测设备看作是一个R1和R2串联的阻抗在与电源相接,接地点为R1和R2的接合点,则R1和R2相等,即不论在正、反相输入时,电源的电流流出端经被测设备电源输入的任一端跨过被测设备内部绝缘到地形成的阻抗均一致,测试漏电流时电源的接法不会影响测量结果。
如图1所示,自耦变压器T1的一端输入和一端输出共同连接到零线N,则漏电流路径是由自耦变压器抽头触点经R1、漏电流测量网络MD(如GB9706.1中的测量装置)到地,至此漏电流并没形成回路,需要汇到零线N(如图1虚线部分)形成回路。等效电路如图2所示,R2和R1串联接入输出电压Uout,则自耦变压器抽头触点与零线N电压差越大,即输出电压Uout越高,R1和R2的接合点a与零线N之间阻抗的分压越大,由于零线N保持不变基准值,零线与地的电位相同,于是MD上的(a-地之间)电压越大,流经MD的漏电流越大。
根据图2的等效电路,通过例证也可推导出MD测试漏电流与输出电压Uout的关系:设MD的阻抗为R,流经MD的漏电流为IM,R1=R2=n R,则:
可见图2方式Uout越大,MD的漏电流IM越大。
如图3所示,自耦变压器T1一端输入和一端输出共同连接到火线L,则漏电流路径是由火线L经R1、漏电流测量网络MD到地,至此漏电流已形成回路,并没有回到变压器抽头触点形成测试意义的回路。等效电路如图4所示,R2和R1串联接入输出电压Uout,则自耦变压器火线L与抽头触点电压差越大,即输出电压Uout越高,R1和R2的接合点a与火线L之间阻抗的分压越大,由于火线L保持不变基准值,减去R1上变大的电压得出a点至地的电压,于是MD上的(a-地之间)电压越小,则流经MD的漏电流越小。
根据图4的等效电路,通过例证也可推导出MD测试漏电流与输出电压Uout的关系:设MD的阻抗为R,流经MD的漏电流为IM,流经R1的漏电流为I1,流经R2的漏电流为I2,火线到地的电压为Uin,R1=R2=n R,则:
由上述三个式子可以导出:
可见图4方式Uout越大,MD的漏电流IM越小。
自耦装置 篇4
直流偏磁是指变压器的一种非正常工作状态, 即在变压器励磁电流中出现了直流分量[1]。引起变压器直流偏磁的主要因素有高压直流输电单极运行和太阳风暴引起的地磁感应电流。单极运行的高压直流输电是以大地返回方式运行, 接地极电流会通过变压器中性点流过变压器绕组产生直流偏磁[2]。由太阳风暴引起的地磁感应电流频率较低, 一般为0.01-0.1Hz之间, 相对于工频电流来说, 可以看作为准直流, 经变压器中性点流入电网[3]。GIC本身在电网中流通并不会产生很大危害, GIC衍生的变压器效应危害更大, 如无功损耗、谐波、噪声等效应, 严重时可引发电网停电事故, 产生国民经济损失[4]。其中变压器振动噪声、发热等效应属长期积累效应, 在很大的GIC下会导致变压器一次性损坏。变压器无功的短期效应明显, 受侵害范围内变压器同时受影响, 使电网产生无功波动的可能性大, 危害电网的安全运行[5]。
随着特高压直流输电工程的建设和发展, 因变压器直流偏磁而引发的不利影响在特高压输电工程投运阶段及运行中时有发生, 迫切需要研究直流偏磁对大型主变的影响及偏磁程度, 进而制定相应的改进或抑制措施, 确保电网的安全可靠运行。为此, 本文通过PSCAD仿真软件搭建500k V自耦变压器仿真模型, 分析GIC对变压器励磁电流、无功功率损耗以及谐波等的影响程度。
1 变压器直流偏磁分析
正常变压器由于励磁电流较为合适, 使得变压器运行在较为稳定的情况下, 而当变压器由于注入了直流电流后, 由于直流电流会在变压器铁芯中产生一个直流磁通与变压器原有的励磁磁通进行叠加是得变压器铁芯进入饱和状态, 其产生的直流磁通的大小可用公式表示为:
式中, 为地磁感应电流在变压器中产生的感应电动势。这样一来变压器的励磁电流由于注入的直流电流而发生畸变如图1所示。
当变压器发生直流偏磁之后, 由于其存在的直流磁通使得变压器的铁心达到饱和的状态, 导致变压器的励磁电流发生较大程度的改变, 使得励磁电流的波形呈现为尖顶波的形状, 并便随有大量的谐波产生, 导致变压器的无功功率损耗大幅度上升, 系统电压发生改变, 引起继电保护元件的错误动作, 使得整个电力系统处于混乱的状态。除此之外变压器直流偏磁之后, 由于变压器的励磁电流发生严重的畸变, 使得变压器绕组以及铁心过热, 烧毁变压器的相关元件, 引起绝缘老化, 机械结构反应迟钝, 直接影响着变压器的使用寿命甚至可能导致变压器的毁坏。
而当发生直流偏磁较为严重时可能会使得变压器退出系统的正常运行, 使得电力传输中断, 产生大规模停电事故, 产生难以估量的经济损失。
2 仿真分析
本文在PSCAD仿真环境下搭建了500k V自耦变压器仿真模型, 详细参数见文献[6]。
2.1 励磁电流分析
通过仿真模型不断改变注入变压器的直流电流进行分析计算变压器励磁电流和磁通的变化情况来说明引起的偏磁程度, 具体见表1所示。
表1所示的数据可以清楚的反映出随着直流电流值得不断增加, 变压器的励磁峰值电流不断增加, 形成明显的尖顶波, 其磁通也随着直流电流的增加其饱和程度不断加深。
2.2 谐波分析
变压器在不同GIC下, 其励磁电流的谐波成分及其总谐波失真分析如表2所示。
从表2可以看出, 当直流电流注入变压器后由于励磁电流发生畸变会产生大量的谐波, 会导致变压器工作异常, 可能引起变压器发生故障, 对电力系统造成一定的损失。
2.3 无功损耗分析
变压器直流偏磁引起励磁电流畸变, 必然会造成无功功率损耗的增加。然而, 注入直流电流会引起变压器无功功率损耗存在什么样的关系值得研究, 为此, 本文通过仿真模型计算出输入直流电流与变压器无功损耗的值如表3所示。
从表3可以看出, 变压器的无功功率损耗主要原因是直流电流通过变压器中性点流入变压器铁心后产生相应的直流磁通, 这会使得变压器铁心向着饱和的方向发展, 产生直流偏磁, 增加变压器的无功功率损耗。而直流磁通又会在变压器励磁电流中感应出相应的直流励磁电流分量, 使得变压器饱和近一步加剧再一次加剧铁心的饱和程度, 使得铁心电抗增加, 变压器无功损耗也随之增加。
3 结论
通过对变压器在直流偏磁下的励磁电流、谐波成分以及无功功率损耗的分析和仿真可以得出如下结论:
变压器的励磁电流会在某一个方向产生饱和, 使得励磁电流波形产生半波饱和的现象, 使得变压器运行点发生变化, 影响电力系统的正常运行;
变压器中会产生大量谐波, 使得变压器频率发生波动, 变压器损耗增加, 变压器运行不正常最终引起变压器故障;
变压器在遭受直流偏磁后其无功功率损耗会急剧增加, 会引起局部节点电压偏低, 严重时会促使电力系统电压失稳, 甚至会造成电力系统电压崩溃, 导致大面积停电事故发生。
摘要：为分析电网自耦变压器遭受直流偏磁的影响, 本文应用PSCAD电磁暂态仿真软件搭建了自耦变压器仿真模型, 分析了直流偏磁对变压器励磁电流、无功功率损耗以及谐波等的影响程度。仿真结果表明了, 随着直流偏磁电流的增加, 励磁电流波形逐渐变为尖顶波且谐波含量较大, 同时, 无功功率损耗也与直流偏磁电流呈线性关系增加。本文的研究成果可为今后国家大型电力网络建设提供一定的参考依据。
关键词：电网,自耦变压器,直流偏磁,磁滞特性
参考文献
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自耦装置 篇5
多脉波整流技术MPC(Multi-Pulse AC-DC Converter)是大功率整流系统抑制输入电流谐波的主要方法之一,因其具有谐波抑制效率高、电磁兼容性好及可靠性高等优点而受到广泛关注[1,2,3,4]。移相变压器是多脉波整流系统的必需器件,其主要作用是产生几组存在相位差的三相电压,而不是升降压[5,6]。根据交、直流侧的关系,多脉波整流系统所用移相变压器可分为隔离式和自耦式2种[1]。隔离式变压器不仅容量大、成本高,而且其副边绕组的不同接法会使各绕组匝数和漏抗不相等,导致不同整流桥的输入电流不相等,降低系统功率因数;自耦式变压器绕组的交互联结使得由于磁耦合而需要转换的能量仅为输出功率的很小一部分,因而可成倍减小变压器的容量,同时其结构的对称性在一定程度上使三相输入电流形状规则,易于谐波抑制[7,8,9,10,11,12,13]。
在众多自耦变压器拓扑中,原边为三角形联结的自耦变压器由于能够为3倍频谐波提供回路,因而得到了更为广泛的应用。为方便此种联结形式的自耦变压器设计,本文给出了三角联结自耦变压器所有副边联结形式,并分析了不同联结形式的自耦变压器等效容量,并据此给出了变压器的优化设计方案。
1 三角形联结自耦变压器谐波抑制条件
采用自耦变压器的12脉波整流器拓扑如图1所示。对三角形联结自耦变压器进行优化设计的目的是分析原副边的位置关系和比例关系对变压器容量的影响,寻找变压器容量最小时的拓扑,即确定图1中原边绕组与副边绕组的位置关系以及原副边的匝数比。由于自耦变压器为非隔离变压器,2个整流桥之间存在电流通路,零序电流抑制器ZSBT(Zero Sequence Blocking Transformer)抑制3倍频电流形成的零序电流[2],平衡电抗器IPR(Inter-Phase Reactor)吸收整流桥输出电压的瞬时差,保证2个整流桥正常工作[12]。
无论并联型还是串联型12脉波整流电路,为了抑制12k-7、12k-5(k为正整数)次谐波,自耦变压器输出的2组三相电压的相位差应为30°[14,15]。对于原边为三角形联结的自耦变压器而言,为了得到2组存在30°相位差的三相电压,需要这2组三相电压与输入相电压之间的相位差为±15°,相量图如图2所示。图2中,α=15°,Ua、Ub和Uc为自耦变压器输入相电压,Ua1、Ub1和Uc1为自耦变压器一组输出相电压,Ua2、Ub2和Uc2为自耦变压器另一组输出相电压,Uab、Ubc和Uca为自耦变压器输入线电压。
为简便起见,单独分析a相电压,如图3所示。
由图3可得输入电压Ua与输出电压Ua2以及绕组电压之间存在以下关系:
其中,k1为副边位置系数,反映了副边绕组相对于原边绕组的位置;k2为副边比例系数,反映了副边绕组极性和端电压大小。
由式(1)可知,自耦变压器输出相电压是输入相电压和线电压的矢量合成,输出相电压与输入电压的相位差和幅值关系由k1和k2决定,即k1和k2决定了自耦变压器的结构。当k1和k2满足某一条件,且Ua2、Ua1与Ua的相位差为15°时,12脉波整流系统才能完全抑制12k-7次和12k-5次谐波。
2 自耦变压器结构系数分析
定义自耦变压器的变比为输出相电压与输入相电压幅值之比:
其中,Um和U′m分别为输入与输出相电压幅值。
2.1 副边位置系数与副边比例系数关系
图4(a)为k1>0、k2<0时自耦变压器的部分相量图,在三角形def中,根据边角关系可得:
图4(b)为k1>0、k2>0时自耦变压器的部分相量图,在三角形def和oaf中,根据边角关系得:
图4(c)为k1<0、k2<0时自耦变压器的部分相量图,在三角形oaf和def中,根据边角关系得:
综合分析式(2)—(5)可得:
根据式(6)可绘制k1与k2的关系图,见图5。
由图5可知,在时,自耦变压器为降压变压器,在时,为升压变压器。根据自耦变压器相量图和式(6),经计算可推出自耦变压器设计公式:
在设计自耦变压器时只要确定k,就可较为方便地确定k1与k2。
2.2绕组结构与绕组电流分析
图6(a)为k1>0、k2<0时自耦变压器的绕组结构图,其中Nq、Ns和Np为各绕组匝数。对于每个芯柱,由安匝平衡原理可得:
根据基尔霍夫电流定律可得:
由式(8)、(9),可得自耦变压器原边绕组电流为:
其中,X=1/(Np+2 Ns)。
图6(b)为k1>0、k2>0时自耦变压器的磁路结构图,根据安匝平衡原理可得:
应用基尔霍夫电流定律可知各电流之间的关系式同样满足式(9),由此得到自耦变压器原边各部分电流及系统输入电流为:
图6(c)为k1<0、k2<0时自耦变压器的磁路结构图,根据安匝平衡原理得到:
根据基尔霍夫电流定律可得:
由此得到自耦变压器原边各绕组电流以及系统
输入电流为:
2.3自耦变压器等效容量与最优结构分析
如前所述,自耦变压器的主要作用是为抑制谐波提供一个合适的相移,而不是升降压。因此有必要根据变压器的容量和结构的复杂程度对其进行优化设计。
变压器等效容量计算式如下:
其中,U和I分别为变压器绕组的电压、电流有效值。
大电感负载下当自耦变压器副边位置系数和比例系数满足联结1和联结2时,由式(10)和式(12)可得原边各绕组电流的有效值为:
其中,Id为负载电流平均值。
副边绕组电流有效值为:
原边各绕组电压有效值为:
其中,ULL为输入线电压有效值。
副边绕组端电压为:
假设系统输入电压为:
根据调制理论,2个整流桥输出电压ud1和ud2可表示为:
由式(22)和式(23)可以得到系统输出电压为:
根据式(24)计算得到输出电压有效值为:
即有:
因此,联结1与联结2的变压器等效容量可以表示为:
定义Po为系统输出功率:
将式(28)代入式(27)得到自耦变压器容量:
式(29)给出了在相同输出功率下联结1与联结2这2种变压器结构与其等效容量的关系。
当自耦变压器副边位置系数和比例系数满足联结3时,根据式(15)可得原边各绕组电流有效值为:
原边各绕组电流端电压有效值为:
副边绕组电流和电压有效值同样满足式(18)与式(20)。
所以,联结3的变压器结构与其等效容量的关系可以表示为:
综合式(29)和式(32),可得三角形联结自耦变压器等效容量计算公式可以表示为:
定义等效容量比Kk VA为等效容量与输出功率的比值,则Kk VA描述了相同输出功率下自耦变压器等效容量与自耦变压器结构参数k1之间的关系,图7较为直观地表现了该关系。
根据图7可得出以下结论。
a.当k1=0时,Kk VA最小,最小值为0.1834,即自耦变压器的等效容量仅为输出功率的18%左右。若使用该种结构的自耦变压器作为移相器件,系统的体积与成本相对于使用隔离式变压器(隔离式变压器等效容量为输出容量的105%左右)会显著减小。另外通过分析自耦变压器的绕组结构图可知,k1=0和k2=0时,每个芯柱仅含3个绕组,相对其他联结形式而言,变压器结构最为简单。而在k2=0时,Kk VA=0.332,明显大于k1=0时的Kk VA值。因此k1=0时的自耦变压器结构是最优的,图8为k1=0时的绕组结构图。
b.在k1=0.064时,Kk VA=0.2,而在k1=0.175时,Kk VA=0.3。结合图7可知当k1在区间[0,0.175]变化时,自耦变压器等效容量缓慢上升。此时变压器工作状态是先升压再降压,变比范围为[0.763,1.035],由于变压器等效容量相对于隔离式变压器仍较小,此时仍适合作为移相器件使用。当k1>0.175时,自耦变压器等效容量快速上升,在k1=1/2时,Kk VA=2,相对于隔离式变压器已经没有任何优势。因此,使用自耦变压器可以降低移相器件的等效容量,但并不是任何联结形式的自耦变压器都可降低其等效容量。
c.在k1=-0.068时,Kk VA=0.3,等效容量相对于隔离式变压器仍较小,但变比为1.14,相对于k1=0时变化不明显。而在k1=-1时,变比为2.59,Kk VA=0.978 4,因此k1在区间[-1,0]变化时,自耦变压器等效容量变化较为缓慢,变比变化范围为[1.035,2.59],若不考虑自耦变压器的非隔离这一缺点,其可以作为升压变压器使用。
3 仿真与实验分析
为了验证上文理论分析的正确性,根据k1和k2的不同取值,设计了5种不同结构的自耦变压器,并将其应用于12脉波整流系统。图9为整理仿真结果得到的自耦变压器等效容量与副边位置系数关系。
通过上述理论分析和仿真验证可知,副边位置系数等于零时自耦变压器具有最小的等效容量比和最简单的结构,即k1=0时自耦变压器结构最优。
本文设计了k1=0时的三角形联结自耦变压器并将其应用于图1所示的12脉波整流系统。图10给出了输入电流波形及其幅频特性。由于三芯柱变压器固有的磁轭不对称以及在实际制造过程中的误差,输入电流彼此不相等,其THD也不相等,且输入电流中含有5次和7次谐波;同时由于自耦变压器漏感的滤波作用,THD值比理论分析略小。
图11给出了自耦变压器原边端电压及电流波形。图中,原边端电压即为系统输入线电压,可以看出3个绕组的电压并不相等,即源电压不相等,这也是造成系统输入电流不等的一个重要原因。
根据图11中电压、电流的有效值,计算得到原边绕组等效容量为153.7 V·A。
图12给出了副边绕组端电压与电流实验波形,经计算得到副边绕组等效容量为409.7 V·A。
图13给出了相同实验条件下负载电压与电流,经计算得负载容量为3134.4 V·A。
综合上述实验结果,可得出实验条件下自耦变压器等效容量比为17.97%。若忽略测量误差,该结果与理论分析值和仿真结果一致。
4 结论
本文给出了原边为三角形联结的自耦变压器最优结构。通过分析自耦变压器的相量图,给出了自耦变压器结构参数与其容量的关系,并通过图表法得到当副边位置系数等于零时自耦变压器具有最小的等效容量比;同时,通过分析自耦变压器的磁路结构图,得到当副边位置系数等于零时自耦变压器具有最简单的结构。仿真和实验结果表明,当副边位置系数等于零时,自耦变压器容量仅为输出功率的18%左右,相对于隔离式变压器有大幅下降;使用该自耦变压器的12脉波整流系统在不使用任何滤波器的前提下输入电流THD值为10%左右。
摘要：为降低多脉波整流系统设计成本,提高谐波抑制效率,对原边为三角形联结的自耦变压器进行了优化设计。通过几何方法分析自耦变压器相量图,给出了原边为三角形联结的自耦变压器所有副边位置;并通过分析副边位置系数和比例系数的关系,推导出不同变比时自耦变压器通用设计公式;同时分析了自耦变压器结构参数与其等效容量的关系,通过图表法得到等效容量最小时的结构参数。仿真和实验结果验证了理论分析的正确性。
自耦装置 篇6
1 计算原理
利用ANSYS软件中的电磁场模块对变压器的简化模型进行分析, 建立绕组的实际模型, 采用“场-路耦合”法计算绕组漏磁, 在获得较准确的绕组漏磁场基础上, 计算绕组的涡流损耗值, 得到涡流损耗分布。
1.1 变压器漏磁场的计算
采用“场-路耦合”方法来模拟变压器的高-中额定运行情况。实现方法如下:在模型区内建立变压器实际模型, 在模型区外建立电路模型, 以模拟实际的模型区内的绕组情况。
“场-路耦合”有限元方程为
式中:A为节点的向量磁位矩阵;I为节点电流矩阵;E为节点电动势矩阵;KAA为向量位刚度矩阵;Kii为电阻刚度矩阵;KAi是磁位与电流耦合的刚度矩阵;CiA为电感阻尼矩阵;Kie为电动势与电流耦的合刚度矩阵;U0为外加电压矩阵[5]。
在圆柱坐标系中, 流过绕组的电流产生的磁场满足下面的方程:
式中:μ为磁导率, H/m;σ为电导率, S/m;A为磁矢位, Wb/m;J为源电流密度, A/m2。
1.2 变压器涡流损耗的计算
变压器的漏磁场分为纵向和横向漏磁场, 与之对应, 漏磁通在绕组导线中所引起的涡流损耗也分为纵向和辐向涡流损耗。单位体积内的涡流损耗计算公式为
对于一个三角形单元沿圆周所构成体积内的横向涡流损耗为
纵向涡流损耗为
绕组总的涡流损耗为
式中:Bri为第i个单元内的横向磁通密度;Bzi为第i个单元内的纵向磁通密度;ω为角频率;ρ为材料的电阻率;b、d为导线尺寸;Ri为第i个单元的重心到铁心中心线的距离;Si为第i个单元内导体所占的面积;N为绕组总单元数[6]。
2 计算实例
采用有限元法对1台ODFS-334000/500自耦变压器绕组的漏磁场和涡流损耗进行计算分析。单相无励磁调压自耦变压器绕组排布以及联结形式如图1所示, 采用旁柱调压结构。所分析变压器采用的线段导线均为HQQN自粘性换位导线, 主要线规为单根裸导线, 厚度为1.42 mm, 宽度为5.3 mm, 部分技术参数如表1所示。
2.1 建模
变压器的漏磁场是一个三维场, 根据变压器结构及运行的特点, 可做如下假设:
1) 漏磁场模型可以简化为二维场计算。
2) 由于求解模型的对称性, 故只建立剖面的一半。
3) 忽略支架、拉板、夹件及绕组涡流损耗对漏磁场的影响。
4) 各场量均随时间作正弦变化, 不考虑高次谐波、空间电荷、位移电流的影响。
1—低压线圈;2—公共线圈;3—串联线圈;4—调压线圈;5—励磁线圈
重点计算高-中额定分接运行时绕组的漏磁场, 故只建立铁心窗内模型, 简化模型如图2所示。绕组分饼建模, 按实际尺寸建立绕组的匝绝缘、垂直油道, 铁心也按实际尺寸建模。
2.2 剖分和加载
主要计算绕组的漏磁场及涡流场, 因此要对绕组细剖, 采用映射剖分, 其它部分采用自由剖分。
“场-路耦合”法在有限元软件中的实现方法如下:在模型区建立变压器高、中压绕组及铁芯的实际模型, 高、中绕组的线饼数、线饼尺寸、垂直油道等均按实际情况建模;在模型区域外建立电压源、电压绞线圈、电阻来模拟实际的绕组运行情况。由于模拟的是高-中额定分接运行情况, 所加负载也是额定分接时的额定负载。绕组电路部分模型如图3所示。
3 仿真结果分析
采用谐波分析方法, 耦合电压、电流自由度在对称轴处施加通量平行边界条件[7], 进行求解分析。
3.1 漏磁场结果分析
从ANSYS软件后处理部分得到的漏磁场结果如图4—图6所示。
从图4可以看到, 高、中压绕组的磁力线分布上下对称, 主漏磁空道之间磁力线最密, 漏磁最大, 在绕组端部有大量磁力线弯曲, 从而会引起较大的横向漏磁。
从图5—图6可以看到, 纵向漏磁在绕组中部靠近主空道处较大, 但在中压绕组内侧和高压绕组外侧非常小, 接近于零, 而横向漏磁在绕组端部较大, 中部很小。
从高-中绕组的纵向漏磁分布图7可以看到, 漏磁曲线大致呈梯形分布, 中间主空道漏磁最大, 向两边逐渐减少至零。
高、中压绕组内、外径处沿绕组轴向高度的横向漏磁和纵向漏磁分布如图8—图11所示。
从图9和图11可以看到, 高、中压绕组的端部横向漏磁较大, 这是由于磁力线在绕组端部弯曲而导致的。图8和图10显示绕组纵向漏磁都是中间大两边小且有许多小的波动, 这是由于高压绕组为饼式绕组, 饼与饼之间都有垂直油道。又因为高压绕组采用中部出线, 上下两部分完全对称, 所以横向漏磁与纵向漏磁在绕组轴向高度上也是完全对称的。绕组中部附近的磁力线有向外凸出, 故绕组的最大纵向漏磁不是出现在绕组中部, 而是在中部的上下两侧。
3.2 涡流损耗分析
高、中压绕组电流密度分布如图12—图13所示。
从图12可以看出, 高压绕组电密在端部和中部位置较大, 在这些位置相应的会产生较大的涡流损耗。从图13可以看出, 中压绕组中部上下两侧有四饼绕组电流密度比中部其他位置的小, 在这些位置的涡流损耗也会相对较小。
3.3 计算结果分析
高、中绕组的纵向涡流损耗分布如图14和图15所示。
从图14可以看到, 高压绕组纵向涡流损耗的最大值出现在绕组中部的上下两侧, 这是因该处的漏磁较大且线段的导线厚度较大所致。从图15可以看到, 中部上下两侧出现两个较明显的低点, 这是因为该处的线段每段匝数少、尺寸小以及该位置的纵向漏磁相对较小所致。
高中每饼绕组辐向涡流损耗分布如图16和图17所示, 最大值分别为613 W和517 W。
从图16和图17可以看出, 高、中绕组横向涡流损耗分布趋势基本相同, 均是在绕组端部有最大值, 中部位置最小, 且接近于零。影响横向涡流的主要因素是导线宽度和横向漏磁。有限元法算得的涡流损耗值与工程算法的值的对比如表2所示, 工程算法只考虑了绕组纵向涡流损耗, 而有限元法可以算得辐向和纵向涡流损耗。
从表2中可以看到, 有限元算法的值比工程算法的值大, 这是因为有限元法计算了每根导线的涡流损耗大小, 而工程算法只是在简化漏磁分布的情况下得出的近似值。所以由有限元法得到绕组辐向涡流损耗约为纵向涡流损耗的1/3。这么大的辐向涡流损耗值, 显然是不应该忽略的。
4 结论
通过对一台高-中运行的334 MVA油浸式单相自耦变压器的绕组漏磁场进行ANSYS有限元仿真分析, 得到了绕组漏磁场的二维分布情况。通过对得出的漏磁场相关数据进行分析处理, 得到了绕组涡流损耗的分布情况。将计算出的涡流损耗值与工程算法的值对比, 结果基本一致, 表明了ANSYS有限元计算方法的准确性, 可以满足工程需要。计算出了每饼绕组的辐向和纵向涡流损耗值及最大涡流损耗集中区域, 为自耦变压器漏磁场和涡流损耗的分析提供了一定的理论参考。
摘要：利用ANSYS软件建立了油浸式自耦变压器的有限元模型, 采用“场-路耦合”方法分析了变压器绕组的漏磁分布, 得到绕组的涡流损耗分布情况。将有限元计算结果与工程计算结果对比, 说明了计算方法的准确性, 对自耦变压器的设计具有一定的理论参考价值。
关键词：自耦变压器,ANSYS有限元,漏磁场,涡流损耗
参考文献
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