三柱模型（通用4篇）
三柱模型 篇1
摘要：根据三相三柱式变压器的铁芯结构特征,分析了其各电感参数之间的关系,提出了三相三柱式变压器新的数学模型和对应的等效电路。所建模型能够反映三相三柱式变压器的磁路结构特征,与现有的变压器模型相比,更能明确体现三相三柱式变压器各电流分量在感应绕组端电压中所起的作用。其等效电路模型比现有模型简单直观,易于分析和计算。通过与传统的非线性三相三柱式变压器模型的比较对所建模型进行了验证。作为所建模型的具体应用实例,讨论了变压器区外故障时短路电流计算的简化模型。
关键词：三相三柱式变压器,数学模型,等效电路,暂态计算,短路电流计算
0 引言
单相变压器的T形等效电路及其对应的数学方程,准确地反映了绕组端电压、电流与变压器各励磁参数的关系,可用于工频量和暂态量的分析和计算,成为电力工作者不可或缺的工具。应用于电力系统中的三相三柱式变压器,一般采用的方法是序分量法和由各绕组自感、互感构成的数学模型[1,2,3,4,5,6]。序分量法只适用于变压器铁芯未饱和时工频量的计算,对三相三柱式变压器的电磁转换关系表述不完整,难以反映暂态时互感的影响以及基于铁芯结构的变压器励磁电流特征。
各绕组自感和互感构成的数学模型可应用于变压器的暂态计算,但该模型没有明确体现出三相三柱式变压器的励磁特征,而且没有对应的等效电路模型。采用该模型进行计算,不易理解变压器的运行机理和分析其电流特征,在计算较复杂的系统时,往往需要等效电路模型与其他元件统一列写节点方程进行计算,因此该模型也存在不便。
文献[7,8,9]根据对偶性原理,提出了三相三柱式变压器的等效电路模型,并将该模型应用于变压器的电磁暂态计算。文献[10]在对变压器进行电磁暂态仿真时,根据微分方程的数值解表达式,给出了三相三柱式变压器对应的诺顿等效电路。这2种模型同样没有明确体现出各电流分量在电磁转换中所起的作用,其参数并不是常用的自感和互感参数,而且其等效电路结构复杂、参数繁多,只适用于变压器的暂态计算。
针对现有模型的不足,本文建立了三相三柱式变压器新的数学模型和等效电路模型,能够明确地反映各电流在感应绕组端电压中所起的作用,易于分析和计算。
1 三相三柱式变压器的数学模型及等效电路
本文采用图1所示双绕组变压器分析三相三柱式变压器的数学模型。图中:u1θ和i1θ(θ=A,B,C)分别为变压器一次侧各绕组端电压和绕组电流;u2θ和i2θ分别为变压器二次侧各绕组端电压和绕组电流;ϕ1δθ和ϕ2δθ为只交链1个绕组的漏磁通;ϕpθ为同时交链每相2个绕组的漏磁通;ϕmθ为各绕组主磁通,即完全在铁芯闭合的磁通[10,11];设一、二次侧绕组匝数均为n,ϕ1θ和ϕ2θ为各绕组交链的总磁通。
以芯柱A上的绕组为例,一、二次侧绕组电压和电流满足以下关系:
式中:L1δ和L2δ分别为一次和二次侧绕组的漏感;r1和r2分别为一次和二次侧绕组电阻;ida,idb,idc分别为芯柱A,B,C绕组差流;LAA为芯柱A绕组的自感;LAB和LAC分别为芯柱A与芯柱B和芯柱C绕组的互感。
这是目前常用的变压器数学模型,该模型本身没有体现出三相三柱式变压器的磁路特征,可用于任意铁芯结构的三相一体式变压器。
讨论式(1)中LAA,LAB,LAC的物理意义。ida激励的磁通包括同时交链芯柱A两侧绕组的漏磁通ϕpA和能完全在铁芯闭合的自感应主磁通ϕmAA。ϕAB和ϕAC分别为ida在芯柱B和C绕组上产生的互感应磁通,因此,
三相三柱式变压器的铁芯结构决定了任一芯柱绕组的主磁通只能经过另外2个芯柱形成闭合回路,即
令LpA=ndϕpA/dida,为对应同时交链芯柱A两侧绕组漏磁通的电感。
由式(3)～式(6)可得,LAA,LpA,LAB,LAC满足关系:
将式(7)的关系应用于式(1)得到绕组端电压与绕组电流关系的表达式:
令idab=ida-idb,idbc=idb-idc,idca=idc-ida,并将以上推导过程应用于芯柱B和C绕组,重新列写三相方程。得到一次侧绕组端电压与电流的关系为:
式中:LpB和LpC分别为对应同时交链芯柱B和C两侧绕组漏磁通的电感;LBC为芯柱B和芯柱C绕组之间的互感。
对二次侧绕组同样可以得到式(10)的关系:
由idab,idbc,idca的定义可知,励磁电流idab,idbc,idca满足关系:
由式(9)～式(11)可得到三相三柱式变压器的等效电路模型,如图2所示。
LpA,LpB,LpC对应的磁通分别经由各铁芯柱、变压器油和油箱外壳构成闭合回路,在采用序分量法分析变压器的不对称运行情况时,一般取为零序励磁电感L0[12,13]。
为分析方便,本文假设变压器两侧绕组匝数相等。对于实际的变压器,将各绕组参数归算到一侧后即可得到本文给出的数学模型和等效电路模型。
与原有的模型相比,新的数学模型和等效电路充分利用了三相三柱式变压器的磁路结构特征和励磁电感各参数关系,能够明确体现变压器各电流分量在感应绕组端电压中所起的作用。反映在等效电路中,即各绕组电流通过漏感L1δ和L2δ所在支路,产生只交链一个绕组的漏磁通;各芯柱绕组差流经过Lpθ所在的支路,产生同时交链各芯柱绕组的漏磁通。而经过各励磁互感的电流为各芯柱差流的差,消去了其中的零模分量,说明三相三柱式变压器绕组电流的零模分量只能产生漏磁通,不能产生经由铁芯闭合的主磁通,即绕组电流的零模分量只在等效电路中的漏感支路流通。由于任意绕组产生的主磁通都必须经由其余2个芯柱形成闭合回路,故只需要互感参数就可以反映三相三柱式变压器的铁芯回路。
由图2所示的等效电路可见,流过Lpθ的电流ida,idb,idc,即三相三柱式变压器各芯柱两侧绕组的差流,包括励磁电流和三相电压不对称产生的环流。在变压器铁芯没有饱和时,变压器铁芯回路对应的励磁电感数值远大于变压器漏感和零序励磁电感,其励磁电流很小。如果此时变压器对称运行,不会产生流经Lpθ的环流,此时决定三相三柱式变压器绕组电流的变压器参数主要为漏感和绕组电阻,说明此时三相三柱式变压器趋于3个独立的单相变压器。当变压器发生区外不对称接地故障产生零序电流时,由于变压器没有饱和,励磁电流很小,Lpθ支路主要为三相电压不对称产生的环流,即变压器各芯柱绕组差流表现为零模电流,这也与实际情况一致。
变压器空载合闸时,铁芯的饱和会使等效电路中的励磁电感急剧减小,相应地在励磁支路上产生幅值很大的励磁涌流。
可见,本文提出的模型不区分变压器暂态、稳态以及是否对称运行和铁芯是否饱和等情况。与现有模型相比,在反映变压器励磁特征上更为简单明确,易于分析各种运行情况下的电量特征和理解三相三柱式变压器的工作原理。图2所示的等效电路在励磁支路并联电阻后,可以得到反映变压器空载损耗的等效电路模型。
2 模型的验证
为了验证本文模型,分别采用本文模型和式(1)所示传统自感、互感模型对一个具体的非线性变压器进行仿真计算,比较2种模型计算所得的各电感参数和励磁电流。
采用文献[10]中的变压器参数和磁化曲线,其各参数如下:额定容量为187.5 MVA,芯柱截面积为0.454 m2,一次侧电压为16 kV,芯柱长度为3.59 m,二次侧电压为110 kV,铁轭截面积为0.454 m2,漏感为0.113(标幺值),铁轭长度为2.66 m,一次侧匝数为65,二次侧匝数为450。
变压器的磁化曲线用下式表示:
式中:B为磁通感应强度;H为磁场强度;ε,m1,b1,m2,b2为参数,在本文中,m1=0.021,m2=0.000 03,b1=0,b2=1.63,ε=1.9。
三相三柱式变压器铁芯的磁等值回路如图3所示。图中:Λθ(θ=A,B,C)为变压器各芯柱磁导;ΛE和ΛF为铁轭磁导;ΛP为交链变压器同芯柱上2个绕组的漏磁导;FA和Fa分别为a相一次侧绕组和二次侧绕组的磁势;FB和Fb分别为b相一次侧绕组和二次侧绕组的磁势;FC和Fc分别为c相一次侧绕组和二次侧绕组的磁势。
变压器的各电感参数都可以用磁等值回路各支路磁导来计算。以芯柱A绕组各参数为例,式(1)所示自感、互感模型所用的电感参数为LAA,LAB,LAC,本文模型所采用的电感参数为LpA,LAB,LAC。根据变压器各时刻铁芯饱和程度计算变压器各电感参数,分别采用2种模型计算变压器各电流。
仿真过程中的任意时刻,都可以由变压器铁芯的饱和程度和对应的磁等值回路计算各电感参数:LAA,LAB,LAC,LpA。令LAA′=LpA+LAB+LAC。图4为变压器正常运行情况下根据变压器的磁等值回路所得的1个周期内的LAA′和LAA,如图4所示,两者是重合的,满足式(7)的参数关系。
图5为正常运行时,通过2种模型所得的变压器各芯柱绕组差流。此时变压器对称运行,没有零模电流产生,各芯柱绕组差流即为三相三柱式变压器的励磁电流。由图5可见,2种模型所得的各励磁电流相同。
图6为三相三柱式变压器空载合闸产生励磁涌流时1个周期内的LAA′和LAA,两者重合,满足式(7)的关系。此时根据2种模型计算所得的励磁涌流相同,如图7所示。由以上仿真结果可见,对同样的变压器模型,本文模型各电感参数与传统模型各电感参数可以相互转化,在暂态计算2种模型是等价的。连接2种模型的是式(7)所示的各电感参数关系。对于传统的自感、互感模型,三相三柱式变压器的磁路特征通过其各电感参数值来表现。本文给出的数学模型和等效电路模型则是直接应用了变压器磁路结构所反映的电感参数关系,以明确体现三相三柱式变压器的励磁特征。
3 应用实例
相比于三相变压器组和三相五柱式变压器,三芯柱变压器在运行中的最大特点是由于其零序磁通不能经过铁芯闭合,零序励磁电感很小,短路电流特征与其他类型变压器不同[12,13]。
区外短路故障时,变压器一般不会发生饱和,变压器绕组电流取决于变压器各漏感参数和零序励磁电感参数,忽略励磁电流对短路电流的计算结果影响很小。实际上对于大型变压器,正常运行时励磁电流只有额定电流的1%左右,短路故障时励磁电流占短路故障电流的比例更小。常用的序分量法只适用于工频量的计算,目前的暂态计算软件都是采用专门的三相三柱式变压器模型,模型复杂,计算量大。而有的计算软件,如MATLAB中的电力系统工具箱,则没有三相三柱式变压器模型。
变压器铁芯没有饱和时,忽略三相三柱式变压器的励磁电流,各芯柱绕组差流表现为不对称电压在3L0回路上产生的环流,ida=idb=idc,模型可简化成图8所示的等效电路,图中3L0=LpA+LpB+LpC。
简化模型能明确反映变压器在铁芯没有饱和时各绕组电流和零模励磁电流的产生机理。等效电路各端口可通过理想变压器元件实现两侧变比和连接方式。模型中各电感参数均可取为定值且整个模型都是由基本的电气元件构成,便于在仿真软件中实现。模型也可直接由3个三绕组单相变压器元件构成。如图9所示,每个单相变压器第1绕组W1和第2绕组W2对应三芯柱变压器的一次侧和二次侧绕组,三芯柱变压器的变比和接线方式可直接由这2个绕组实现。各单相变压器第3绕组W3以三角形连接,对应图8等效电路中的零序励磁回路,id0=ida=idb=idc。这种情况下,单相变压器元件的励磁电流也能在一定程度上补偿忽略掉的三相三柱式变压器励磁电流。
分别以励磁电流的传统自感、互感模型(本文简记为非线性模型)和图8给出的简化模型对Y,y接线变压器二次侧区外单相接地故障进行仿真。
图10和图11分别为区外单相接地故障时2种模型所得变压器两侧绕组电流。图12为2种模型所得的各相绕组差流。与三相变压器组和三相五柱式变压器不同,由于三相三柱式变压器零序磁通不能在铁芯构成闭合回路,因此区外单相接地故障会在变压器两侧产生幅值较大的差流,即图8等效电路中由于电压不对称在3L0回路上产生的环流。由仿真结果可见,由于简化模型与传统非线性模型的区别仅是忽略了变压器铁芯非饱和状态下的励磁电流,其幅值远小于变压器各绕组正常运行时的负荷电流和故障电流,因此简化模型与非线性模型所得各绕组电流以及各相绕组差流非常接近。
可见,采用新的模型可以简化对三相三柱式变压器短路电流的分析和计算,更便于直观地理解其故障电流特征的形成机理。对没有三相三柱式变压器的计算软件,三相三柱式变压器的短路计算模型也可以通过标准的基本元件实现。
三柱模型 篇2
节能降耗是国民发展经济的一项长远战略方针。据世界银行统计显示,从改革开放以来我国GDP以平均每年9.83%的高速增长,已成为世界上能源消耗增长最快的国家,同时面临能源紧缺的压力。变压器作为电力系统的重要设备之一,降低变压器损耗可以节约大量能源。变压器的损耗主要为铁损与铜损,有效降低铁损可使变压器高效、节能化。使用非晶合金铁心制成的变压器空载损耗比传统取向硅钢片变压器降低约75%,节能效果十分显著,推广和使用非晶合金变压器将有效解决电能在传送过程中的损耗问题。
据统计,2015年全国发电量5.62万亿千瓦,输配电损耗中配电变压器电能损耗占全国发电量的3.3%,接近三峡集团四大电站2015年全年发电量,电能损耗十分严重。根据国家工业和信息化部、质检总局和发展改革委2015年8月13日联合发布的《配电变压器能效提升计划》,逐步淘汰高耗能配电变压器,到2017年底,将累计推广高效节能配电变压器6亿千伏安。通过计算,每推广1亿千伏安非晶合金铁心变压器每年约节电16.1亿千瓦时,那么6亿千伏安将实现年节电96.6亿千瓦时,相当于节约标准煤318.6万吨。在国家倡导节能减排的大环境下,非晶合金变压器市场前景广阔。
1三相三柱非晶合金铁心优点
1.1与取向硅钢片对比
采用非晶合金铁心具有以下优点:
(1)单位铁损比取向硅钢片低70%~85%,节能效果明显;
(2)激磁功率比硅钢片小80%以上,空载电流小。
1.2与传统三相五柱非晶合金结构对比
采用三相三柱非晶合金结构,具有以下优点:
(1)由于铁心取消旁轭,产品的宽度方向减小,产品占地面积减小约20%;
(2)由于铁心重量减小,成本降低6%~9%,空载损耗降低5%~8%;
(3)可以做成Yyn0联接组标号;
(4)在做好噪声处理、及装配问题后,设计磁密可略大5%;
(5)装配相对简单,可打开上铁轭合金片接缝后进行线圈套装,工艺性好。
2设计要求
2.1铁心结构设计
三相三柱非晶合金片外形见图1。非晶合金带材加工工艺复杂,材质硬而脆,难以剪切,变形加工困难。国内制造的非晶合金带材有安泰南瑞公司1K101带材、青岛云路公司1K101带材,国外制造的有日立金属公司2605SA1带材,并且铁心选用带材宽度只有三种:K=142 mm、N=170 mm、T=213 mm,在设计时根据变压器容量选择适合的带材宽度制成矩形截面的铁心。从结构形式上看,三相三柱非晶合金铁心一般将上铁轭部分设计成有交错搭接布置接缝的开口卷铁心结构,以便于组合成三相变压器铁心及方便线圈套装。
通常10 k V级、容量500 k VA及以下的小型干式配电变压器非晶合金铁心为两框三柱结构:采用两个内框铁心和一个外框铁心组成;当容量大于等于630 k VA时,由于受到非晶合金带材宽度最大宽度213 mm限制,单只铁心截面积不足以满足磁密要求,结构可采用:四个内框铁心与两个外框铁心分前后2只铁心使用环氧树脂粘接组合在一起(见图1右侧),此结构可制造较大截面积的铁心,采用这种多只铁心组合结构,解决了非晶合金片宽度的限制,使非晶合金铁心可满足2500 k VA容量使用。
2.2铁心拉板厚度选取原则
三相三柱非晶合金铁心见图2,铁心由非晶合金片及拉板通过环氧树脂粘接在一起形成一个整体。非晶合金铁心干式变压器结构设计与传统取向硅钢片干式变压器的铁心柱支撑结构不同,非晶合金片由于其特性不能受力,故将变压器结构设计为非晶合金片被铁心拉板、上下夹件及上下侧夹件组成的框架结构保护其中,在设计框架时,应留有合适的裕度,保证铁心不受挤压。表1是根据设计与经验得出的铁心拉板厚度的选取原则,厚度可根据非晶合金铁心的实际重量进行调整。
2.3磁密选取与空载损耗工艺系数
在设计变压器时,选择合理的铁心截面积可以有效的降低制造成本。众所周知:铁心的净截面积的计算公式S1=K×S,S1——净截面积,K——叠片系数,S——横截面积。根据2016年1月北京中机联供非晶合金科技股份有限公司提供的最新数据,现非晶带材铁心的叠片系数取值为0.88。据研究表明,磁密与空载噪声关系近似线性,根据实际产品在不同磁密下的空载噪声(声压级)可得图3。由图3可得:在设计非晶合金铁心变压器时,铁心磁密每升高0.05 T,空载噪声将增加约2 d B;在制造过程中由于对铁心受力的操作,造成非晶片存在不同程度的损伤,使得非晶铁心在制造为变压器产品后,噪声增加5 d B左右。因此,设计变压器磁密时应综合考虑噪声值与成本,合理的磁密能有效降低制造成本。根据目前非晶合金铁心干式变压器制造经验与水平,铁心磁密设计一般≤1.25 T,设计时应综合自身企业的制造工艺水平。
在三相三柱非晶合金铁心干式变压器制造中铁心与线圈装配时,分为三个步骤:(1)打开上铁轭合金片接缝;(2)套装变压器线圈;(3)闭合上铁轭合金片接缝。此三个步骤都将使合金片受力,导致变压器装配完成后铁心空载损耗及噪声值比装配前有所增加,故在设计时要留有合适的裕度。根据目前三相三柱非晶合金铁心干式变压器制造经验,空载损耗工艺系数一般取1.3左右。在制造时应考虑企业工装及装配水平,适当调整工艺系数。
2.4线圈结构设计
由于非晶合金带材的限制,只能制成长矩形,故变压器线圈必须采用矩形绕组,图4为非晶合金铁心干式变压器线圈结构示意图。矩形绕组在设计与制造工艺上与常规圆形绕组存在差异。有非晶制造经验的企业会发现,矩形绕组在绕制时,导线与线圈模具不贴服,导致线圈尺寸出现严重超差,故进行电磁设计时,应结合企业自身制造水平及绕组尺寸大小选取合适的绕制裕度,绕制时可用胶木锤敲打或者采取夹具整形,矩形绕组的幅向尺寸可得到较好的控制。在进行线圈设计时低压线圈通常采用箔式或圆筒式结构,高压采用多层圆筒式分段结构。高、低压线圈全部由环氧树脂包封,增强抗短路的能力。
2.5抗短路能力的设计[1]
非晶合金铁心变压器在发生短路时,产生强大电动力将直接作用在铁心上,导致合金片出现不可修复的损伤,严重破坏其导磁性能。由试验可得,矩形绕组在承受短路电动力时比圆形绕组更容易出现变形,这是由于矩形绕组受力不及圆形绕组均匀。
变压器在突发短路时,绕组要承受轴向与幅向电动力。通过生产实践,变压器可采取以下方法来增加绕组轴向抗短路的能力:(1)在线圈上、下部采用绝缘压块、绝缘垫块用压钉的方式将绕组压紧在上下夹件之间;(2)绕组全部采用环氧树脂浇注以增强结构强度。采取此两种措施后,足以承受突发短路时产生的轴向电动力。矩形绕组与圆形绕组在承受幅向短路电动力时差异较大,不能使用圆形绕组的经验公式计算。据研究表明:矩形绕组在承受短路电动力时,长轴方向变形最为严重,所以在设计时矩形绕组的长宽比不能太大,比值越接近1(即正方形),绕组受力变形最小。此外,在变压器装配时,可在绕组长轴与短轴方向增加支撑绝缘件以增强结构强度。
3工艺要求[2,3,4]
3.1噪声控制
研究表明,铁心噪声的主要来源是磁滞伸缩使铁心随励磁频率变化做周期性振动。在同一磁通密度下的磁滞伸缩程度,非晶合金的磁滞伸缩程度比取向硅钢片高10%。由于非晶合金材料对机械力非常敏感,无论是张、应力还是弯曲力都会影响其磁性能,导致噪声增大,因此在变压器结构设计和制造工艺上,采取措施减少铁心受力。
装配工艺是影响非晶合金铁心变压器噪声水平一个不可忽视的因素。装配方式将直接影响着非晶合金带材接缝的质量。三相三柱非晶合金干式变压器通常采用平装式,平装式不同于传统三相五柱结构的倒装式,不需在套装好线圈后翻转180°,故对铁心上铁轭接缝损坏最小,接缝回搭质量最好。在制造工艺上采用先进的装配定位台,控制绕组套装过程中的装配位置和应力,尽量一次到位,减少装配过程产生的应力和返工。非晶合金铁心开口接缝处理一般有以下几个原则:(1)搭接长度不得小于8 mm,一般为12 mm~16 mm;(2)搭接面保证平整,不得有毛刺、尖角;(3)搭接后可用3M胶水或耐高温胶封堵,减小接缝处的振动;(4)在铁心卷绕方向内侧、外侧包覆吸音毯,并且在铁心柱两边拉板处绑扎6块与线圈等高宽度比铁心拉板略宽的吸音毯;(5)对图1所示空腔用减震材料或耐高温胶进行封堵。此外,噪声值可根据行业标准JB/T22072-2008(干式非晶合金铁心配电变压器技术参数和要求)5.11变压器的声级水平表二的规定来约束,特殊情况下的声级水平可以与用户协商确定。
3.2工艺保证措施
非晶合金铁心片由于材料特性,对压力、撞击及弯折等敏感性极高。在受到压力、撞击及弯折后其空载损耗会增加,同时很容易出现断裂、掉渣等现象,从而可能引发变压器绝缘出现故障。因此,在装配及搬运过程中应做到轻拿、轻放,避免出现撞击、受压现象。特别是对上铁轭开口合金片接缝处,进行打开、立直及在线圈套装后弯折、接缝复原过程中必须精心操作。在装配过程中,应用吸尘器将合金片碎渣清理干净。在对上铁轭开口接缝打开之前,上铁轭必须刷变压器油。
4阻抗电压的计算
结合非晶合金变压器线圈结构示意图与漏磁面积计算示意图,如图4、图5所示,可得矩形绕组非晶合金变压器阻抗计算公式如下[5,6,7]:
有功分量:
无功分量:
将式(1)、(5)式代入(6)中即可得到阻抗电压:
阻抗电压:
式中:f─频率,Hz;
IW─安匝数(同一侧数据),A;
∑D─等效漏磁面积,cm2;─cm
λ─漏磁场总宽度,cm;
a1、a2、a12─低压绕组裸线厚度、高压绕组裸线厚度、
漏磁空道厚度,cm;
r1、r2、r12─低压绕组中心周长一半、高压绕组中心周长一半、
漏磁空道中心周长一半,cm;
ρ─洛氏系数;
K─电抗修正系数,取0.95~0.97;
et─每匝电势,V;─cm
H─平均电抗高度,cm;─W
PK─负载损耗,W;
Sn─变压器的额定容量,k VA。
5试验验证
根据上述的设计与工艺等进行试验验证,对5种容量三相三柱非晶合金干式变压器产品进行空载损耗、短路阻抗、噪声测试(声压级),试验结果如表2。
通过上表可得出:(1)空载损耗系数取1.3时,空载损耗试验值与设计值十分接近;(2)设计磁密控制在1.25 T以下并按照上文所述3.1噪声控制方法,噪声得到了较好的控制,与通常非晶合金铁心干式变压器噪声值62 d B相比效果明显;(3)试验得出的阻抗电压值与上文4所用公式计算结果一致。
6经济性分析
为满足社会的可持续发展和保护生态环境的需要,国家发改委已将非晶合金变压器列为重点产品。根据国家变压器质量监督检验中心的分析方法,变压器本身年运行的电能消耗为:
注:Po:空载损耗,k W;PK:负载损耗,k W;Io:空载电流,%;Sn:额定容量,k VA;Uk:短路阻抗,%;ρ:平均负载系数0.75年运行时间:8 760 h;无功经济当量:0.05 k W/kVar。
通过计算,符合GB/T 10228-2015常规干式变压器与符合GB/T 22072-2008非晶合金干式变压器产品每年的电能消耗如下表3:
根据上表3常规干变及非晶干变每年的电能消耗,节能效果进行比较分析:
1)1 000 k VA常规干变运行1年的电能消耗为:
2)1 000 k VA非晶干变运行1年的电能消耗为:
一台1000k VA非晶干变比常规干变产品年节省电73852-62289=11 563k Wh,节约运行成本约为:48004-40488=7 516元。按变压器的正常使用寿命30年计算,在整个寿命周期内可节省电能为346 890k Wh,节约运行成本约为225 480元。
7结束语
本文主要阐述了在三相三柱非晶合金铁心干式变压器设计与工艺需要注意的一些问题:铁心设计、磁密与空载损耗工艺系数、线圈设计、噪声控制、阻抗电压的计算等。在采用这些设计与工艺措施后,产品通过了所有的例行试验、型式试验和特殊试验,客户反应使用情况良好。通过对常规干式变压器及非晶合金铁心干式变压器每年的电能消耗,节能效果进行比较分析,非晶合金产品节能效果非常可观,投资回收效益快,值得大力推广。
摘要：非晶合金作为一种新型导磁材料,与取向硅钢片相比单位铁损小,可有效降低变压器空载损耗。三相三柱非晶合金铁心结构比传统三相五柱非晶合金铁心结构节材显著。介绍了三相三柱非晶合金铁心干式变压器结构及性能特点,对变压器设计及工艺中的几个关键问题进行分析和阐述,并结合产品试验结果进行对比分析。通过与常规干式变压器运行成本进行对比,证实非晶合金铁心干式变压器的节能效果非常可观,可为配电网节约大量电能。
关键词：三相三柱非晶合金,干式变压器,结构特点,噪声,短路阻抗,节能
参考文献
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三柱模型 篇3
1 资料与方法
1.1 一般资料
该研究72例患者中男27例, 女45例;年龄47~82岁, 平均54.3岁。其中自行摔伤48例, 车祸伤24例, 所有病例均为闭合性骨折。其中损伤波及外侧柱46例, 波及中柱53例, 损伤波及内侧柱12例。
1.2 方法
术前常规行患肢腕关节正侧位片, 酌情行CT检查。术中根据骨折压缩情况决定是否需要植骨。根据骨折块和骨折移位方向设计手术入路, 常用手术入路为掌侧Henry's入路、掌侧尺侧入路、背侧桡侧入路。掌侧入路为改良Henry's入路以暴露外侧柱骨折及桡骨远端关节外骨折, 在桡动脉和桡侧腕屈肌腱之间作直切口, 向下解剖切开前臂筋膜, 分离旋前方肌后即可暴露骨折断端。单纯损伤中间柱时采用掌侧偏尺侧切口, 在尺侧血管神经束和屈肌腱之间间隙进入, 于尺骨远端止点掀起旋前方肌, 注意保护旋前方肌近侧, 暴露骨折断端。背侧桡侧入路切口为切开伸肌支持带, 自第1、2间室进入, 骨膜下剥离, 暴露骨折处及关节面, 术中注意对桡侧皮神经浅支及的保护。腕背侧中间柱入路, 切开支持带, 通过在Lister's结节周围贴骨膜剥离暴露桡骨远端背侧。此限制性骨膜下剥离被用来显露骨折区。术中评估骨折情况, 决定所放置内置物位置、内置物规格及植骨与否。常规C臂透视以了解骨折复位情况, 内置物位置。放置引流装置后, 闭合创口。术后暂时予以支具固定, 当肿胀及疼痛症状减轻后进行腕关节主动活动功能锻炼。术后每月随访一次, 予以X线片检查了解骨折愈合情况, 并据此决定功能锻炼的方式。
1.3 评定标准
术后9个月, 测定患者腕关节功能, 按照采用Cooney评分标准进行功能评定。
2 结果
所有患者均获随访, 平均14个月, 骨折全部骨性愈合, 平均愈合时间6~9个月。无延迟愈合、畸形愈合及骨折不愈合病例, 无内固定物松动断裂病例, 无感染病例, 术后9个月按照Cooney评分标准予以评估, 优54例、良12例、可8例, 差0例, 优良率91.67%。
3 讨论
腕关节结构复杂, 损伤后往往不仅仅带来桡腕关节面的问题, 尺桡关系、尺骨关系情况也需要考虑。损伤可导致关节面破坏, 由于桡骨远端关节面由月骨关节面及舟骨关节面组成, 损伤后对复位效果要求较高[4], 单纯的手法复位不能达到复位效果。甚至单独应用某些手术入路也不能完全暴露损伤位置, 不能够为其复位其提供的良好显露。针对某些关节外骨折, 由于桡骨长度改变, 尺桡关节发生继发性改变, 关节不稳, 腕部关节所承受的应力发生了改变, 直接影响患者腕关节的预后[4]。导致关节软骨继发产生损伤、腕部疼痛等功能受限症状[5]。我们以三柱理论为指导, 根据骨折损伤位置设计不同手术入路及固定方案, 予以良好显露, 保证了关节面解剖复位、尺桡关系恢复、桡骨长度恢复等手术目的的完成。更有利于患者损伤后功能的恢复。
单纯X线片仅仅给人二维的图像, 其具有相应局限性, 不能关节面压缩移位等损伤情况如实显露[6]。在临床工作中, 我们发现CT检查在某些情况下是必要的。CT平扫往往能提供骨质损伤范围及程度, 并且三维重建检查也能给医生提供最直观的骨折损伤图像[7], 有利于医生手术方案的设计。
腕关节周围肌腱、血管及神经组织较多, 关节功能复杂[8]。手术中不仅要考虑骨折的显露及复位, 在术前设计和手术操作中, 还要注意对周围组织的保护[9], 腕掌侧入路时考虑自组织间隙进入, 避免对周围组织的损伤。桡骨远端3.5 mm掌侧板能够在掌侧提供良好的支撑, 由于接骨板放置在旋前方肌下方, 手术后予以旋前方肌缝合, 避免了内置物对周围组织的激惹。但桡骨远端掌侧板放置螺钉往往超过背侧皮质, 对腕背侧伸肌腱产生一定刺激, 甚至导致背伸肌腱的损伤[10]。术中摄特殊体位片, 将X线投照方向与桡骨远端的掌倾角一致, 来明确螺钉长度及螺钉位置。在手术当中我们更倾向于采用锁定接骨板, 螺钉长度酌情予以减小的同时, 对骨折块的把持能力相对较好。
背侧入路的实用性往往为广大医生所争论, 其焦点往往集中在背侧固定对周围组织的激惹方面[3]。我们在处理腕骨间韧带损伤、背侧移位的关节面骨折、向背侧移位的桡腕关节骨折并脱位以及某些外侧柱及中间柱联合损伤的病例时选择背侧入路。其要点是对周围组织的保护, 我们采用自Lister's结节处切开组织, 骨膜下剥离, 对内置物的安放尽量选择骨圆针或埋头螺钉, 减少对周围组织的刺激。如需安放相对较薄的2.0 mm接骨板, 应将螺钉完全拧入, 并仔细缝合背侧组织予以覆盖, 避免肌腱与内置物的直接接触。由此减少内置物对背侧组织的激惹, 甚至由内置物摩擦而引起的断裂。
该组患者术后优良率为91.67%, 优良率高于国内外同行行保守治疗的结果[11]。考虑为该组患者采取手术坚强固定后, 关节功能锻炼进行较早。该研究组患者在术后疼痛及肿胀情况减轻后即行功能锻炼, 关节及肌腱组织粘连相对较轻。而自疼痛消失后, 逐渐加大关节活动范围, 未发现关节脱位病例, 考虑手术操作范围对腕关节周围稳定结构无太大影响。
综上所述, 以三柱理论为基础, 对骨折进行评估, 进行术前设计, 能够减少对周围组织的过度损伤, 降低腕关节畸形发生几率, 促进患者功能的恢复, 尤其是三柱理论的概念让我们更准确的为患者设立个体化治疗方案, 为我们治疗桡骨远端骨折提供了一个良好的理念。
参考文献
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三柱模型 篇4
1资料与方法
1.1一般资料本组56例, 男19例, 女37例;年龄44~72岁, 平均63.4岁。左侧24例, 右侧32例。致伤原因:摔伤36例, 交通伤12例, 坠落伤8例。按照AO分型, A2型骨折14例, A3型骨折17例, C1型骨折12例, C2型骨折9例, C3型骨折4例。闭合性骨折53例, 开放性骨折3例, 均为GustiloⅠ型。受伤至手术时间为2.5 h~8 d, 平均4.4 d。
1.2手术方法均采用臂丛神经阻滞麻醉, 手术在C型臂X线透视机监测下进行。患者仰卧于手术台上, 肘关节屈曲90°, 前臂处于中立位。在桡骨中远段小切口切开皮肤, 钝性分离至骨面, 在桡骨桡背侧钻入2枚Schanz半螺纹钉;同法在第二掌骨桡背侧打入2枚Schanz半螺纹钉, 连接组合式单边外固定支架。然后两助手对抗牵引3~5 min以解除骨折端的嵌插, 纠正骨折的短缩移位, 术者同时利用手法矫正桡骨远折端的移位及成角。透视证实复位满意后, 术者锁紧外固定支架, 根据骨折复位需要决定腕关节的固定位置。然后, 取2枚1.5~2.0 mm克氏针以桡骨茎突为进针点, 避开肌腱, 与桡骨长轴呈约45°角进针, 克氏针通过骨折线并突破桡骨近端的尺侧皮质。助手维持前臂中立位, 术者复位下尺桡关节, 另取1枚2 mm克氏针沿桡骨尺偏角方向自尺骨向桡骨进针, 使克氏针进入桡骨远端, 以固定下尺桡关节并支撑固定桡骨远端关节面。对于复位后关节面仍不平整者, 在持续牵引下轻轻掌屈、背伸、尺偏、桡偏腕关节数次以通过近排腕骨的磨造作用恢复桡骨远端关节面的平整。对于不稳定的骨块通过1.5~2 mm克氏针单独进行固定。透视证实骨折复位满意、固定牢固后折弯针尾, 留于皮外。
1. 3术后处理术后应用抗生素1 ~ 3 d。麻醉消失后即可行手指的屈伸活动及肩肘关节的功能锻炼。4周后拔除固定下尺桡关节的克氏针, 逐渐进行前臂旋转活动; 6周后去除外固定支架, 逐渐进行腕关节的关节活动及握力恢复训练, X线证实骨折愈合后拔除其余克氏针。
2结果
本组56例平均随访10个月 ( 6 ~ 24个月) 。所有骨折均获骨性愈合, 平均愈合时间6. 4周 ( 6 ~8周) 。末次随访X线片显示, 关节面平整, 下尺桡关节关系正常; 掌倾角0° ~ 15°, 平均9. 7°; 尺偏角15° ~ 28°, 平均21. 4°; 桡骨相对长度 ( 尺桡骨的相对长度关系) -1 ~3 mm, 平均0. 9 mm。腕关节功能按照Cooney评分系统[3]评价, 优22例, 良29例, 一般4例, 差1例, 优良率91. 1%。11例患者出现浅表性感染, 8例经换药及口服抗生素后治愈, 3例拔除克氏针后治愈, 功能结果优1例, 一般1例, 差1例; 3例患者发生克氏针松动, 在发现松动后拔除, 功能结果优1例, 良2例。本组无血管神经损伤及迟发性肌腱断裂。典型病例见图1 ~3。
3讨论
桡骨远端骨折是中老年人群中较为常见的骨折类型之一, 骨折端常发生压缩、嵌插、成角致桡骨短缩、下尺桡关节分离。骨折后腕关节的正常功能取决于桡腕关节骨性解剖结构的正常对合及其生物力学的稳定性。对于稳定的桡骨远端骨折, 闭合复位石膏或夹板固定均能获得较为满意的疗效; 而对于不稳定性骨折, 通常需要手术治疗。Rizzo等认为具有下列一个或几个特征的桡骨远端骨折为不稳定性骨折[4]: a) 原始背侧成角大于20°; b) 原始桡骨短缩大于5 mm; c) 关节内骨折移位大于2 mm; d) 桡腕关节不稳定; e) 伴有尺骨远端骨折; f) 明显的背侧骨皮质粉碎; g) 闭合复位固定后复位丢失。而姜保国等[5]则将不稳定性骨折的特征归纳为以下几点: a) 粉碎: 背侧超过50%的皮质粉碎, 掌侧超过50% 的皮质粉碎; b) 骨折原始移位: 背倾大于等于15°, 横向移位大于等于10 mm, 桡骨短缩大于等于4 mm; c) 关节内骨折: 合并尺骨远端骨折, 茎突基底骨折; d) 严重的骨质疏松: 不能通过外固定维持复位; e) 合并下尺桡不稳定。作者的判断标准与前述文献基本一致。合并桡腕关节不稳定的桡骨远端骨折 ( 背侧及掌侧Barton骨折) 不适合采用经皮穿针联合外固定支架三柱固定治疗, 通常采用切开复位钢板内固定进行治疗。因此, 本研究中不包括此类骨折。对于合并尺骨远端干部骨折的患者亦不适合采用本方法治疗。本研究中有18例患者合并尺骨茎突骨折, 另外有6例患者初步判定为稳定性骨折, 经闭合复位石膏外固定后1周复查时发现骨折复位丢失, 收入院行手术治疗。
闭合复位经皮穿针固定具有创伤轻微、痛苦小、对周围组织干扰小的特点, 术后恢复快、功能好, 这些优点符合当今提倡的微创理念。但传统的经皮穿针技术经常在愈合过程中发生桡骨短缩, 引起下尺桡关节的紊乱, 影响关节功能的恢复。Sadighi等[6]对50例闭合复位经皮穿针固定的桡骨远端骨折进行了前瞻性研究, 其中48例患者获得3个月以上的随访。按照Cooney改良的Green-O’Brien腕关节评分标准, 优良率为83.4%。而放射学结果表明, 3例患者出现不可接受的掌倾角改变, 3例患者出现不可接受的桡骨短缩。
1996年Rikli等[7]根据尺桡骨远端的生物力学特点, 提出了尺桡骨远端的生物力学三柱理论: 内侧柱 ( 尺侧柱) 由尺骨远端、三角纤维软骨复合体及下尺桡关节构成; 中间柱由桡骨远端的尺侧部分构成, 包括桡骨的月骨窝和乙状切迹; 外侧柱 ( 桡侧柱) 由桡骨远端的桡侧部分构成, 包括桡骨茎突和舟骨窝。基于这一理论, 对于不稳定性桡骨远端骨折, 手术应能有效固定外侧柱和中间柱, 维持桡骨的相对长度, 重建三柱的稳定性。张俊等[8]应用掌侧锁定钢板和桡骨茎突钢板分别固定中间柱和桡侧柱, 通过锁定技术实现成角稳定。结果骨折均愈合, 未出现复位丢失, 腕关节功能恢复良好, 患者满意度高, 优良率达83. 3%。
目前, 三柱理论主要应用于指导桡骨远端骨折的切开复位内固定治疗。为避免传统闭合穿针容易发生骨折再移位、 桡骨短缩等并发症, 作者尝试将三柱理论用于指导经皮穿针结合外固定支架治疗不稳定性桡骨远端骨折。首先对桡骨远端骨折进行闭合复位, 采用组合式外固定支架撑开腕关节, 以对抗腕关节的短缩应力; 然后在传统经皮穿针固定桡骨远端外侧柱的基础上, 加用1枚克氏针贯穿固定下尺桡关节, 该钢针既能稳定下尺桡关节, 又能对桡骨远端中间柱骨折块进行支撑, 避免桡骨远端骨折发生复位丢失及短缩畸形。本研究结果表明, 所有骨折均获骨性愈合, 关节面平整, 下尺桡关节关系正常; 掌倾角及尺偏角回复满意, 未发生桡骨的相对短缩, 腕关节功能优良率91.1%。
因此, 经皮穿针联合外固定支架三柱固定治疗不稳定性桡骨远端骨折是一项微创技术, 具有操作简便、固定牢固、疗效可靠、并发症少等优点, 值得临床推广应用。
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