三相变压器（共8篇）
三相变压器 篇1
0 引言
在描述三相变压器高低压绕组的联结方式时,通常采用2个字母加1个数字的时钟表示法。字母Y(y)表示星形联结,D(d)表示三角形联结;数字表示高低压绕组线电动势(或线电压)的相位差,即将高压绕组线电压看成时钟分针,永远指向“12”点(或“0”点),将低压绕组对应的线电压看成时钟的时针,其所指向的钟点作为联结组别的标号。时钟表示法既形象又直观,但是画位形图很不方便,也不能直接计算高低压线电压的相位差。为此,本文提出圆盘数点法(以下简称圆盘法),该方法不用画电压相量图,简单实用,不易出错。
1 圆盘法原理
在一圆盘上按相位关系画出三相变压器原边侧所有可能的相、线电压相量,因为电压相量的头尾与实际绕组的头尾是一致的,所以更直观,不用考虑数值大小,仅指示方向,如图1所示。“-”表示异标号同名端,即同名端对应的端口标志相反,双字母下标表示三角形联结顺序,如“AB”表示联结顺序为AX-BY-CZ-AX,“AC”表示联结顺序为AX-CZ-BY-AX。从哪相开始标定没有影响,但是高低压三相绕组相序的标识必须一致,只能为abc、bca、cab这三种。绕在同一铁心上的两个绕组的相电压相平行,方向相同或相反。
在图2(a)中,同相位,则将低压绕组相电压标在旁,再与高压绕组相电压相比较,可知滞后240°。同理,高低压绕组线电压与相位差也是240°,如图2(b)所示,所以应为Y,y8联结。一旦应用熟练,那可省掉标注二次侧电压、比较电压角度差这两个步骤,以同一铁心柱上的高、低压绕组为研究对象,以高压绕组相电压为计数起始点,逆时针数点,数到同一铁心上的低压绕组相电压即可,数到几,联结组的标号就是几。取图2中第一铁心柱上的A绕组(高压绕组)、b绕组(低压绕组)讨论,从圆盘上的开始逆时针数8个点到,就能快速确定变压器联结为Y,y8。
2 应用举例
涉及三相变压器联结组别的问题大多为三类:一是已知变压器的联结方式,判定其标号;二是对三相变压器按指定的联结标号进行联结;三是确定任意两个电压间的相位差。圆盘法完全可以解决这三类问题。
2.1 已知三相变压器联结图,求联结组别标号
图3中,A相绕组和c相绕组在同一铁心柱上,同标号同名端,从逆时针数4个点到,得其标号为Y,y4。
图4中,Dy联结,AC绕组和a相绕组在同一铁心柱上,异标号同名端,对照图1,从逆时针数7个点到-,即可判定其标号为D,y7。
由此可以看出,使用圆盘法判定变压器联结组别时,不用画向量图,只需逆时针数点,就能快速方便地判断联结标号。
2.2 按指定的联结标号联结
画出标号为Y,y2、D,y11、Y,d3的变压器联结图。
(1)Y,y2。
①按照给定条件,画出高压绕组联结,如图5(a)所示。
②按照给定的标号2,对照图1,从逆时针数2个点到-,即可判定低压绕组为星形联结,相序为bca,如图5(b)所示,且为异标号同名端,完整接线如图5(c)所示。
(2)D,y11。
①根据给定条件,画出高压绕组联结,AX-BY-CZ-AX,如图6(a)所示。
②按照给定的标号11,对照图1,从开始逆时针数11个点到,即可判定低压绕组为星形联结,相序为abc,且为同标号同名端,如图6(b)所示。
由于三角形接法有两种,D,y11的高压绕组还有如图7所示的联结方式AX-CZ-BY-AX,同理按照给定的标号11,对照图1,从逆时针数11个点到-,即可判定低压绕组相序为cab,且为异标号同名端。
利用圆盘法时,根据给定条件高压绕组很容易画出变压器联结方式,在确定低压绕组时,首先判断相序(abc、bca和cab);其次判定联结顺序(只针对三角形联结,两种联结顺序AX-BY-CZ-AX和AX-CZ-BY-AX);最后判定同名端,相同或相反。而这些信息全都可以从圆盘图中得到,十分方便。另外通过圆盘图可以得到所有可能的联结方式,而在实际中,往往某一条件是固定的,因而其联结也是唯一的。
2.3 确定任意两个电压间的相位差
在晶闸管变流装置及交直流传动系统的调试维修中,为了使触发脉冲同步,往往需要确定同步变压器的联结方式以及变压器原副边的相位关系;在电气传动实验中,如变流技术、交流直流调速等,也常遇到这类问题。6个同步电压通常用一台具有两组二次绕组的三相变压器获得,同步变压器与整流变压器接在同一电源上,频率相同,由于同步变压器二次电压要分别接到6个触发电路,有公共接地端,二次侧不允许采用三角形接法,故同步变压器只有Yy和Dy接线形式。此时应用圆盘法,可在主盘面上增加一个同圆心的、可转动的副盘,副盘上的6个相量对应同步变压器TS的6个输出同步电压,如图8所示。图9给出的接法中,整流变压器TR为D,y11联结,同步变压器TS两组为D,y5,11联结。
确定同步电压时,首先要根据要求的相位差,确定整流变压器高低压绕组的相位差,图9中的UAB、Ua、UA1B1相位相同,假定依照同步要求,晶闸管VT1的同步电压应滞后整流电压Ua180°,则所要求的同步电压应滞后UA1B1 180°;其次,根据TS的接法,UA1B1与Usa相位相同,拨动副盘,使副盘相量与主盘重合,此时很容易看出,滞后主盘上180°的是副盘上的-,说明满足同步要求的是-Usa,无需考虑电压向量相位关系,下标对应即可,以此类推,可以判断出三相全控桥中各可控硅所要求的同步信号。
3 结束语
从上述应用中可看出,圆盘法能够有效解决涉及三相变压器联结组别的三类问题。该法简单实用,不用画位形图就可以准确判断三相变压器的移相功能,尤其在晶闸管变流装置以及交直流传动系统的调试维修中,比传统的时钟法更具优势。
摘要：介绍一种能快速判定三相变压器联结组别的圆盘表示法及其逆应用。圆盘上示出了三相变压器绕组所有可能的相、线电压相位关系,以高压绕组相电压为计数起始点,在圆盘上逆时针数点,数到对应的低压绕组相电压,就能直接得到联结组标号。实例表明,圆盘表示法能够有效解决涉及三相变压器联结组别的三类问题。
关键词：三相变压器,联结组别,圆盘表示法,计数点
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三相变压器 篇2
近年来欧阳海水电站因供电负荷不断增长，原来的两台变压器容量已不能满足需求，常过载运行。为了增加供电量，故将2号变压器容量由4MVA更换为6.3MVA，型号为GS9-6300/10，结线为y,d11。2号变压器安装前按规程规定进行了各项测试工作，测试结果正常。安装就位后又进行了必要的测试及耐压试验，都合格。于是进行冲击合闸试验，冲击合闸试验也未出现异常现象。但当检查变压器副边三相对地电压时，却发现中压不平衡，分别为Uao = 6.8kV，Ubo = 6.2kV，Uco = 5.9kV，线电压基本平衡。该变压器安装前是由一台4MVA的变压器供电，现已将该4MVA的变压器移至1号变压器位置，其母线电压是平衡的。新变压器空载时只带Ⅱ段母线及母线上一组电压互感器，由电压互感器TV测得相电压不平衡。为了查明原因，验证TV及表计完好，将2号变退出，由1号变（4MVA变压器）带I、II段母线测电压，I、II段母线三相电压都是平衡的，由此可以排除TV及表计问题。
将2号变停电退出进行，测试未发现问题，再投入空载运行，现象同前。为了查明原因和对用户负责，未送电，将上述情况告知厂家。厂家对该变压器进行了全面的测试，也未发现问题，得出结论该变压器无质量问题，合格。于是将该变压器又投入空载，检查副边电压，现象仍如前。究竟是什么原因产生这种现象的呢？对用户是否会有影响呢？厂家也不能肯定。而用户急着用电，不能久拖。最后与厂家、用户协商，投入该变压器运行。先投入一条长约4km的空载线路，测母线三相对地电压，分别为Uao = 6.6kV，Ubo = 6.3kV，Uco = 6.1kV。发现三相电压的偏差在变小，继而再投入其它线路，并且投入用户变压器，测用户变压器低压侧（400V侧）电压，看三相电压相差多少，能否使用，于是到用户变压器低压侧测电压，测得三相电压分别为Uao = 235V，Ubo = 234V，Uco = 234V，相电压、线电压都平衡。用户投入各类负荷运行正常。回来后，再测Ⅱ段母线电压，测得电压分别为Uao = 6.3kV，Ubo = 6.3kV，Uco = 6.3kV，三相电压完全平衡。由此进行了总结，得出结论：该变压器空载（只带母线）时三相对地电压不平衡，带上负荷后，电压完全平衡，用户可以放心使用。
三相变压器铁心的磁路分析 篇3
三相四框五柱式铁心结构是在常规五柱结构的基础上将三个心柱均分为2个半柱, 柱间形成轴向散热油道, 这样铁心就形成了四个独立的框, 磁通在框内形成回路。由于框式铁心的主级片宽仅为常规铁心的一半, 所以可有效地提高铁心卷料的利用率, 同时铁轭截面积也由常规铁心心柱面积的53%降为50%, 降低了铁心的重量, 同时降低了铁轭的高度。由于框间油道的存在, 框式铁心的磁路与常规铁心的磁路有了很大的不同, 了解这两种铁心结构的不同及各自的特点对变压器的铁心设计有重要的意义。
2 常规三相五柱铁心的磁路分析
根据磁路基尔霍夫第一定律, 可得下列方程组:
求解方程组:
由方程组和式 (4) 以及对称原理必得以下矢量图 (显然, 图解是唯一的) :
根据磁通的矢量图, 我们可以得出下面的关系:
理论上要求铁轭的截面=0.5774*心柱截面。
实验证明:铁轭内的磁通与理论值有偏差且由于线圈端部漏磁等因素, 上下轭比旁轭的磁通要大得多;老结构铁心上下轭截面≈0.58*心柱截面, 旁轭截面≈0.45*心柱截面;新结构铁心考虑到制造工艺方便, 上下轭和旁轭截面≈0.53*心柱截面, 新老结构铁损相近。
3 三相四框铁心的磁路分析
根据磁路基尔霍夫第一定律, 可得下列方程组:
求解方程组:
可得:
由方程组和式 (7) 以及对称和平行原理必得以下矢量图 (显然, 图解是唯一的) :
根据磁通的矢量图, 我们可以得出下面的关系:
(1) 心柱内的合成磁通中无3次谐波磁通。
(2) 心柱合成磁通在d接线线圈中不会感应出3次谐波电势, 不会产生反3次谐波磁通的感应电流, 3次谐波可以随基波在各框中任意流通。
(3) 在铁轭中有3次谐波磁通, 可降低铁轭中基波磁通幅值, 所以可取铁轭截面=心柱截面/2 (铁轭也不会饱和) 。
(4) 由于铁轭中存在3次谐波会增加铁轭的空载损耗。
4 结束语
三相变压器 篇4
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
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三相变压器 篇5
变压器的铁损和铜损是衡量变压器性能的重要指标。本文提出多种方法对其进行测定, 有利于实验结果的分析研究, 对学术研究具有指导意义。对变压器做基本参数的测定, 为做变压器负载实验, 研究变压器效率和节能提供了可靠数据。
1.1 变压器铁损的测量
变压器的铁损PFe包括铁芯的磁滞损耗 (PCZ) 和涡流损耗 (PWL) 。因为变压器的主磁通和频率不变, 铁损也不变, 即为变压器的空载损耗。
仪器:三相示教变压器 (三相容量:100VA, 端电压:220/24, 周率:50) 、调压器、fluke43b、电流表、交流电压表、瓦特表、闸刀。
方法一:变压器空载运行时, 从电源吸收的功率完全用于产生铁损耗和铜损耗PCu=I02r1
通常情况下I0= (3%-8%) IN.当输入电压为额定值时, 认为空载损耗近似为铁损。
按图示接好电路, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6, K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N=220V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe1=4W。
方法二:将变压器副边加上额定电压U2n, 使原边开路, 各仪表和开关的位置同方法一将调压器的输出接到变压器的副边上。闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U2N=24V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe2=4W。然后使电压U=1.2UN逐渐减小电压U, 测5~7点数据。
方法三:将Xa、Yb、Zc, 原副边顺向串联, 然后在AX、BY、CZ加上U1N+U2N的电压。各仪表和开关的位置不变。实验时, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N+U2N=244V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe3=4W。
方法四:将Xx、Yy、Zz, 原副边顺向串联, 然后在Aa、Bb、Cc加上U1N-U2N的电压。各仪表和开关的位置不变。实验时, 闭合S1、S2, 断开K2、K3、K4、K5、K6、K7, 闭合K1, 调节调压器使V1表读数为U1N-U2N=196V, 断开K1, 闭合K4、K5, 此时两瓦特表的读数之和即为铁损。PFe4=4W。
1.2 变压器铜损的测量
铜损是指电流流过原副绕组时所消耗的功率, 与电流的大小成正比。实验时取额定电流下的短路损耗即为铜损, 约为额定容量的0.4%-4%。为了更精确的测定三相变压器的各相铜损, 可用一瓦特表法逐相测定A、B、C三相在额定电流下的铜损。原理如图2所示:
方法一:按图2所示接好电路, 先测A相, 闭合K3、K2, 监视电流表示数, 调节调压器使电压从零逐渐升高, 直到电流达到高压侧额定电流I1N=0.125A, 然后缓慢调节调压器输出电压, 使短路电流在 (1.1~0.5) I1N的范围内, 记录5~7组数据。测得当原边电流达到额定电流时, PCu A=7.4W。同理测得PCu B=8.0W, PCu C=7.6W。
方法二:将原副边交换位置, 原边短接, 调节调压器使副边电流达到额定电流I2n=1.389A, 此时瓦特表的读数即为铜损, PCua=7.4W。同理测得PCu B=8.0W, PCu C=7.6W。
方法三:在已知铁损和输入输出功率的情况下, 在变压器的输出端接上额定负载, 保证原副边电流都为额定值, 则变压器的铜损不变。此时铜损为:PCu=P1-P2-PFe, 其中P1为输入功率, P2为输出功率。
2 变压器损耗计算分析
2.2分析被试变压器的短路特性 (UK=f (IK) 、PK=f (UK) 、cosφK=f (IK) )
3 变压器运行效率计算分析
3.1 变压器效率计算
式中:PKN为变压器IK=I1N时的短路损耗 (W) ;
Po为变压器Uo=U2n时的空载损耗 (W) 。
3.2 变压器效率特性:
1绘出被试变压器的效率特性曲线
当U1=U1N, 将cosφ2=0.8时变压器不同负载条件下的效率, 记录于表3-1中。
2计算最大效率:
4 结论:
(1) 效率大小与负载大小β、性质φ2及铁损 (空载损耗) P0和铜损β2Pk N (短路损耗) 有关。对已制成的变压器P0和Pk N是常数, 变压器的效率仅与负载大小和性质有关。
(2) 变压器的铁损总是存在, 而负载是变化的, 为了提高变压器的经济效益, 设计时, 铁损应设计得小些, 一般取βm=0.5~0.6, 对应的Pk N与P0之比为3~4。
(3) 变压器的效率特征取决于变压器的空载和负载损耗比和总损耗。空载和负载损耗比反映变压器高效运行时负载变化范围的大小, 总损耗反映变压器高效运行时效率水平的高低。
摘要：本文提出了多种对变压器铁损和铜损的测定方法。用D-34W0.5级功率表测变压器输入端功率, 用D-28W0.5级功率表测变压器输出功率, 同时用Fluke43-B电能质量分析仪校正, 使得实验数据更为精确。通过空载和短路实验测出了变压器的基本参数, 并对实验数据进行了分析研究, 得出了变压器的空载特性曲线、短路特性曲线和效率曲线。
关键词：变压器效率,铁损,铜损,功率因数,特性曲线
参考文献
[1]马宏忠.电机学[M].北京:高等教育出版社, 2009, 1.
[2]张春.三相变压器的参数测定实验报告[R].
三相变压器 篇6
中梁水电站由中梁一、二、三级电站组成,各级装机容量分别为72、24、26MW,总装机容量为122MW,年均发电量为3.84亿kW·h。中梁梯级水电站配套建设1座220kV集中升压变电站,安装1台150MVA/220kV三相组合式变压器,以一回220kV输电线路接入重庆市统调电网巫溪220kV变电站。中梁一级电站以两回110kV线路与升压变电站联络,二、三级电站各以一回110kV线路与升压变电站联络。集中升压变电站110kV母线采用单母线接线,220kV母线采用变压器一线路单元接线。
2 初设阶段推荐型号及存在问题
初设阶段,根据中梁一、二、三级电站总装机容量和接入电力系统咨询方案,推荐3个梯级电站作为一个整体与电力系统连接,建设1座220kV集中升压变电站,以一回220kV线路接入电力系统规划的巫溪220kV变电站,且推荐升压变电站主变压器选1台三相式双绕组升压变压器,其型号为SFP10-150000/220,性能参数见表1。
由于到中梁水电站220kV集中升压变电站均为山区三、四级公路,沿途限载桥梁涵洞多,弯多路险,因此给变压器大件运输带来很大困难。若按照初设阶段选择三相双绕组升压变压器(总质量达160t,充氮运输质量达105t),则道路现状难以满足100t以上的大、重件运输要求。对此,经综合分析后,提出选用三相组合式电力变压器,并给出相应的技术要求。
3 选择三相组合式电力变压器应注意的主要技术问题
3.1 三相组合式变压器结构特点及适用范围
三相组合式电力变压器是由3个独立单元的单相变压器通过相间管道来连接引线和疏通油路,在现场重新组合安装在同一个基础上的三相变压器。其主要结构特点为各相电磁回路独立,各相铁心采用三柱结构,其磁通分布均匀,可大幅降低变压器漏磁通,避免局部过热,提高变压器的抗短路能力;为节省材料和投资,3个独立变压器单元(即3个单相变压器)共用1套冷却系统和油保护系统,用相间管道将各单元油路相互连通,保持油压平衡,并通过相间管道进行3个单元内部的三相电气连接。
与三相变压器相比,三相组合式变压器总质量、总油量增加,但运输质量和运输尺寸都大大减小,因此,三相组合式变压器主要适用于运输条件受限制的变电站或发电厂。
3.2 如何确定三相组合式变压器绕组接线组别
变压器绕组的接线方式必须和系统电压相位一致,否则不能并列运行。电力系统采用的绕组连接方式有“Y”(星形)和“d”(三角形),高、中、低三侧绕组如何组合要根据具体工程来确定。根据三相组合式变压器的适用特点,其电压等级越高(一般为110～500kV级),制造容量越大,其高压侧通常接入110kV及以上中性点直接接地的大接地电流电力系统,要求中性点引出并接地运行,故其高压侧接线方式均采用“YN”接线。
对中、低压侧,为方便制造和变压器并列运行,当为两绕组变压器时,若低压侧接入66kV及以下小接地电流电力系统,则低压侧采用“d”接线;若低压侧接入110kV级及以上大接地电流电力系统,则低压侧需采用“yn”接线。当为三绕组变压器时,中压侧一般接入35kV、66kV级的中性点经消弧线圈接地的小接地电流系统或110kV级及以上中性点直接接地的大接地电流系统,一般采用“yn”接线,其低压侧接线组别与两绕组变压器低压侧一样。对三绕组自耦变压器,一般采用“YNa0d11”接线。
3.3 三相组合式变压器运行中的三次谐波电流和三次谐波磁通
由于变压器铁心磁化曲线为一组非线性曲线,当外施电压为正弦波时,磁通实际上也是正弦波,而励磁电流的无功分量却因磁化曲线的非线性呈非正弦波(为尖顶波,可根据交流韦安特性曲线进行图解求知)。反之,当励磁电流是正弦波时,因铁心磁化曲线非线性关系而使相电压和磁通呈非正弦波(为平顶波,可根据交流韦安特性曲线和励磁电流时间曲线进行联合图解求知)。只要是非正弦波就可用傅立叶级数分解出基波、三次、五次等一系列谐波分量,其中三次谐波所占比例较大,所带来的影响最为显著。三次谐波电流和绕组接线组别有关,而三次谐波磁通和铁心构造有关。
对于“Y/Y”接线组别的三相组合式变压器(或三相变压器组),当外施电压为正弦波时,和它相平衡的电动势以及感生该电动势的主磁通也应是正弦波,但由于受变压器铁心饱和的影响,相应的空载电流i0呈尖顶波,将其分解为基波及3、5、7……次谐波后,除基波外,以3次谐波电流i03的幅值最大,将产生相应的三次谐波磁通。由于三相组合式变压器的三相磁路各自独立,3次谐波磁通Φ3和主磁通Φ沿同一磁路闭合;由于铁心的磁阻小,3次谐波磁通较大,加上3次谐波磁通的频率f3为基波频率f的3倍,因此由它感生的3次谐波相电动势相当大,其幅值可达基波幅值的45%～60%,结果将使相电动势的波形产生畸变,可能将线圈绝缘击穿;但在三相的线电动势中,3次谐波电动势互相抵消,因此线电动势的波形仍接近于正弦波。
对此,可在各相附加一个绕组,并按Δ接线形式进行三相连接,此时三次谐波磁通在各相附加绕组上产生三次谐波电动势,该同相位的电动势将在Δ绕组内部产生一个较大的三次谐波电流环流,它所产生的三次谐波磁通要抵消原铁心中的三次谐波磁通,从而使铁心中的合成磁通基本呈正弦波,将有效改善各相电动势的波形和解决三次谐波电势对相绕组的绝缘威胁问题。该Δ接线的附加绕组不引接到外电路带负荷时,即称为稳定绕组(或平衡绕组)。对于“Y/d”接线组别的三相组合式变压器(或三相变压器组),由于已有Δ接线的绕组,因此可不再附加稳定绕组。
4 水电站220kV三相组合式变压器
4.1 主要技术参数
根据中梁梯级水电站接入系统情况,其220kV集中升压主变压器选择三相组合式双绕组(另带稳定绕组)的强迫油循环风冷、无励磁调压、铜绕组节能型升压变压器,其主要技术参数如下。
型号:SFP11-H-150000/220;额定容量:150000/150000/45000kVA;电压组合:(242±2×2.5%)/110/10.5kV;联结组标号:YNyn0+d11;冷却方式:(ODAF;短路阻抗(220～110kV):12.69%;空载损耗(220～110kV):86.18kW;负载损耗(220～110kV):414.63kW;运输质量(充氮):3×52.1t;总质量:214t。
4.2 稳定绕组及其容量
根据中梁梯级水电站接入系统要求,其集中升压变压器高压侧接入220kV系统,低压侧接入一、二、三级站送入的110kV系统,高、低压侧均为中性点直接接地的大短路电流接地系统,故其高低压侧联结组别为YNyn0。为解决三次谐波电流及三次谐波磁通问题,要求该组合式变压器带稳定绕组,并通过套管引出。对于稳定绕组容量及电压等级问题,因国家标准中未对其作出明确规定,故可结合带稳定绕组变压器的运行经验、运行方式及稳定绕组的结构形式,要求稳定绕组的额定电压为10.5kV,额定容量不得低于变压器额定容量的30%(即45MVA),其具体大小由厂家自行设计确定。
随着中梁梯级水电站220kV集中升压变电站施工图设计的深入开展,经过对站用电及近区负荷(主要指中梁二级水电站大坝用电负荷、中梁梯级水电站办公及生活营地用电负荷等)供电方案比较后认为,该站用电负荷及近区供电负荷总容量为560kVA,将该三相组合式主变压器的稳定绕组作为向站用电及近区负荷供电的第三绕组使用,不采用制造厂提出的“变压器运行时,稳定绕组必须可靠接地”的建议。该站用电系统接线如图1所示。
5 结束语
对运输条件受限制的变电站或发电厂,选用三相组合式电力变压器无疑是一个较好的方案。中梁梯级水电站220kV三相组合式变压器投运后表明,其各项技术参数满足要求,并通过该主变压器附加的稳定绕组经济合理地解决了220kV集中升压变电站的站用电和近区负荷供电问题,取得了良好的经济效益。
摘要：中梁梯级水电站装机总容量为122MW,以220kV电压等级送出。因受运输条件限制,其升压变压器宜选择三相组合式电力变压器,对其选择中的技术问题进行了分析和探讨。
三相变压器 篇7
电力变压器是电网的重要组成部分,其安全稳定运行十分重要。铁芯和绕组作为电力变压器的重要部件,影响着变压器的电磁性能和机械性能,其优劣是变压器能否健康运行的重要标准。统计数据显示,变压器运行中,铁芯和绕组引起的故障在总故障中排第三位,是变压器的主要故障源[1,2]。因此对变压器振动的严格限制已成为一种现实要求,同时变压器振动水平的高低,也成为衡量变压器生产厂家设计和制造水平的重要指标[3,4,5]。对此国家有关部门也出台了一系列的政策和标准,以此来最大限度地规范变压器的振动和噪声[6]。
电力变压器在运行时铁芯及绕组的振动和变压器容量、硅钢片的材质、铁芯结构、磁通密度等特性有关。振动的根源在于以下三个方面:硅钢片的磁致伸缩引起的铁芯振动;硅钢片接缝处和叠片之间存在着因漏磁而产生的电磁吸引力, 从而引起铁芯的振动;当绕组中有负载电流通过时, 负载电流产生的漏磁引起绕组的振动[7,8]。
目前国内外针对变压器振动的研究侧重于绕组在变压器短路等异常工作时其绕组的轴向力、辐向力和弯曲变形,并未对空(轻)载和负(超)载条件下进行绕组和铁芯振动的各自的纵向比较。同时诸多文献给出了磁致伸缩效应是铁芯振动的主要根源的结论,但并没有用具体数据指出磁致伸缩在变压器振动中如何起主导作用[9,10,11]。在理解变压器振动原理的基础上,采用COMSOL仿真软件,将一台S11系列35 kV、1 600 kVA的三相三柱式电力变压器作为研究对象,通过建立包括电磁场和结构力场两个模块的偏微分方程,在兼顾铁芯、绕组的材料属性影响的同时研究铁芯和绕组在不同负载条件下的磁通分布和应力应变,计算变压器不同负载条件时铁芯、绕组对变压器振动的贡献。
1 变压器多物理场研究
1.1 变压器振动分析
变压器的铁芯振动是由漏磁作用下的洛伦兹力和铁芯硅钢片的磁致伸缩引起的[12,13]。所谓磁致伸缩效应是指:铁心材料在施加外磁场时,其内部随机取向的磁畴发生旋转,使得各磁畴的磁化方向趋于一致,铁芯对外显示的宏观效应即沿磁场方向伸长或缩短。由于与极性无关,所以磁致伸缩引起的铁芯振动频率是基频的两倍。磁致伸缩有线磁致伸缩和体积磁致伸缩两种形式。在变压器铁芯中的磁致伸缩一般指的是线磁致伸缩,其大小跟硅钢片退火温度、机械应力、静压力等因素有关[14]。
当变压器绕组中流过负载电流时,绕组周围就会产生漏磁通,由于电流和漏磁场的作用,在绕组内产生洛伦兹力,洛伦兹力的大小正比于电流的平方。运行中的变压器绕组可以看成受外界激励的质量—刚度—阻尼的机械振动结构,因为受到洛伦兹力的影响,做着复杂的机械运动。空载时绕组中电流很小,洛伦兹力也很小,机械振动微弱,对变压器的振动贡献就小;负载较大时,机械运动更为强烈进而带动变压器整个物件振动,同时以声波形式向外扩散[15]。
1.2 电磁场模块
在变压器运行时,由铁芯构成的磁路中存在着交变的电磁场,变压器铁芯中的电磁场方程为
式(1)中:u是磁导率,A是磁位移矢量,J是电流密度,γ是电导率。由于变压器铁芯相对较高的磁导率,铁芯表面的边界条件由式(2)给出
n×H=0- (2)
H是磁场强度,n是铁芯表面的单位法向量,此公式表示磁场旋度为零,无法向电流,在边界面上。
求解域中的铁芯的材料属性为:相对磁导率是700,导电率是110×105 S/m。绕组选用软件材料库里面默认的铜材料。
1.3 结构力场模块
结构力场模块是建立在电磁场研究的基础上,对于铁芯而言是将电磁场模块中计算得来的洛伦兹力和铁芯磁通的磁致伸缩变化的效应与结构力场进行耦合,建立结构力学方程,进行结构力场的分析[16]。
对绕组上受到的力可以用下述方程来表示
∇·σ+fv=ρa (3)
式(4)中σ为应力张量,fv是洛伦兹力,ρ是密度,v是振动速度,a是矢量加速度。应力张量由胡克定律给出
σij=cijklεkl (5)
这里σ为应力张量,εkl是应变张量,cijkl是弹性模量,d是位移矢量。应变可以通过式(6)的位移方程求得
应变与位移的关系建立如下方程:
在这里εx表示x方向的应变,同理类推εy等,εxz,εyz表示切应变。为简化计算建立的是二维模型,所以在z方向上没有切应变和位移变化。建模时铁芯的泊松比设置为0.3,杨氏模量为120×109 Pa,铜绕组的泊松比为0.32,杨氏模量为90×109 Pa。根据上述方程整理得到如下矩阵公式
-ST1[C]S2d=fv (8)
式(8)中C是材料的杨氏模量,S1、S2由式(9)给出
2 计算结果分析
选用一台35 kV、1 600 kVA的三相三柱式电力变压器作为研究对象,运行条件分为空载和负载,分析类型选为瞬态分析,求解器步长设置为0.05ms,求解时间是10 ms,为五个周期,可以代表一般意义。网格剖分共含有7 466个三角单元,其中绕组部分特别细化,其余部分自由剖分,剖分结果如图1所示,其中外框上的纵横坐标单位是米(m),变压器器身二维结构尺寸为2.4×1.6(m)。为计算方便采用正负轴对称布置。
2.1 铁芯磁通分布
为模拟真实运行时不同负载的情况,在对绕组施加额定三相电压激励的同时对绕组施加不同负载电流,图2是在T=0.018 s时刻下的主磁通和漏磁分布图。为简化计算,铁芯结构布置没有刻意避免漏磁,所以从仿真结果看到,漏磁通既在绕组中存在,同时又在绕组周围存在。
2.2 铁芯的振动
由于铁芯各方向的振动与磁致伸缩各方向的力有关,而磁致伸缩各方向的力与各方向的主磁通有关,又由于负载和空载条件下,铁芯中主磁通的变化很小,因此假设忽略不同负载下铁芯受磁致伸缩作用振动的变化,这样磁致伸缩作用对铁心振动的影响只需研究空载条件即可。
空载条件下由于空载电流的存在,铁芯要受到洛伦兹力的影响。在结构力场模块中,同时对铁芯施加磁致伸缩力和洛伦兹力作为激励,并且为了对比效果明显,铁芯的边界在软件中设置为自由和约束两种状态,自由既对铁芯的任意边界都不进行约束,只要受力就会发生形变。约束是指为了比对自由的效果,刻意将铁芯下部设置为约束条件也即不发生形变。自由和约束状态下的等效应力(N/m2)分布情况如图3和图4所示。
当在结构力场模块中单独对铁芯施加磁致伸缩力和洛伦兹力的激励时,铁芯的等效应力(N/m2)分布情况分别如图5和图6所示。比较图5和图6 中铁芯的等效应力可以看出:磁致伸缩效应引起铁芯的形变是轴向和辅向,而洛伦兹力对铁芯的影响只在辅向方向,这完全符合物理结构受力分析;磁致伸缩效应对铁芯振动的影响远远大于洛伦兹力的作用,其数量级相差2倍,所以磁致伸缩效应引起的铁芯振动才是铁芯振动最主要的根源。
2.3 绕组的振动
绕组振动主要是绕组中流通的漏磁和电流相互作用的洛伦兹力引起,其大小与负载电流的大小有直接关系。图7和图8分别为空载和额定负载条件下绕组的等效应力(N/m2)分布情况。从图中数据明显看出负载情况下绕组的振动是空载条件下振动的十倍甚至几十倍,其原因在于洛伦兹力大小正比于绕组中电流的平方。
3 结语
因铁芯硅钢片的磁致伸缩效应和绕组洛伦兹力的存在,变压器运行过程中会振动,并产生噪声。使用COMSOL软件对三相电力变压器铁芯振动及线圈振动的2D对称模型进行仿真和分析。选用其瞬态求解器,通过相应设置完成了多场耦合计算。采用硅钢片预变控制,分析了磁致伸缩效应对变压器振动的影响;同时分析了绕组所受洛伦兹力作用对振动的贡献。给出的数据形象地验证了以下结论:空载或轻载条件下变压器的振动主要在于铁芯的振动,而铁芯的振动甚至完全可以看做是硅钢片的磁致伸缩造成的;在变压器负载较大的时候或者超负荷运行时,由于绕组所受洛伦兹力正比于电流的平方,此时不可忽略绕组振动对变压器振动的贡献,这为后续的如何降振、降噪的研究提供了借鉴。
摘要：根据变压器振动产生机理,在时变电磁场及结构力学方程的基础上,使用COMSOL建立物理模型,从多场耦合的角度,对一台三相三柱式电力变压器在空载和负载条件下其磁场分布、铁芯磁致伸缩应力、应变及绕组洛伦兹力分别进行计算。计算结果给出的图像形象验证了空载和轻载时磁致伸缩是铁芯振动的主要原因,满载和过载情况下绕组洛伦兹力对变压器振动的贡献不能忽视,为后续的如何降振、降噪的研究提供了借鉴。
三相变压器 篇8
在交直流线路相邻架设,特别是交流线路发生不对称故障时,由于线间的互感会导致直流线路上感应产生纵向的工频电压与电流[1,2,3]。另外,当换流变压器交流网侧存在二次谐波扰动时,也会在直流线路中产生一个基波电流[4]。且经过换流阀有规律的通/断,直流侧工频电流会在换流变的阀侧感应出叠加的直流电流分量,从而引起换流变铁芯不对称饱和。由于变压器铁芯的非线性,使得励磁电流严重畸变,从而引起振动,噪声增大,内部铁芯过热等问题,对变压器的正常工作与运行寿命产生影响。
目前的文献中对直流偏磁的研究主要围绕直流端极大地运行和地磁感应等因素导致的接地极电位偏移现象[5,6,7,8],且已有的研究主要以仿真试验为主[9,10,11],未就直流偏磁引起的换流变三相饱和情况作具体的计算分析。文献[12]虽对变压器二次侧绕组中直流电流的影响作了计算,但仅讨论了单相空载变压器的情况。
本研究首先计算单相变压器直流偏磁下的偏置磁通与励磁电流,再将其结论应用于三相组式变压器,并讨论Y-Δ接线的影响,最后在Matlab中进行仿真分析。
1 单相变压器直流偏磁计算
直流偏磁下的单相变压器模型与等效电路如图1所示,则根据安培环路定律可得:
N1i1-N2(Idc+ild2)=Hl (1)
设铁芯的励磁曲线为im=f(ψ1),由式(1)得:
N1(im+ild1)-N2(Idc+ild2)=f(ψ1-ψ0) (2)
由于直流电流无法直接转变,为了保持两边的磁势平衡,一次侧主磁链ψ1会在原正弦磁链ψac的基础上感应出一个相同的直流磁链ψ0来平衡二次侧直流电流Idc的影响。故有:
ψ1=ψac+ψ0 (3)
式(2)可简化为:
N1im-N2Idc=f(ψac) (4)
式中 f(ψac)—负荷磁链对应的励磁电流,为正负对称的交流量。
两边积分可得:
∫undefined(N1im-N2Idc)dt=0 (5)
从电流的角度看,铁芯不对称饱和后产生了偏置的励磁电流,而其中的直流分量,即用于抵消Idc的影响。
由图1(b)可知,励磁电压Um=e-(Ls+Lσ)di1/dt,由于励磁电流相对于负荷电流很小,i1≈ild,故Um可看作定值,且:
ψac=∫Umdt (6)
代入式(4)可得到:
∫undefinedundefined (7)
求解式(7)即可得出Idc所产生的直流磁链ψ0,进而由式(3)、式(6)解得ψ1与励磁电流im。
2 三相直流偏磁计算
假设直流线路中叠加的工频电流分量为iac=Iacsin (ωt+φac),在等间隔触发且忽略换相角的理想工况下,该电流会在换流变阀侧产生一个直流电流分量:
undefined (8)
式中 p—A、B、C相,φp=0°、120°、240°;α—整流侧滞后角。
而在Y-Δ接线的换流变压器中(如图2所示),进入各相绕组的直流电流发生了改变,可以算得其三相直流为:
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其中,由于Y-Δ换流变的两侧变比为Y-Y接线的undefined倍,因而I′dcp与Idcp产生的直流磁势幅值相等,相位角差30°。故当φac+φp+α=150时,两个换流变在p相的直流分量均为undefined,此时流入该相交流侧系统的偏置励磁电流最大,谐波干扰也最严重。
在直流输电中,换流变压器多采用三相组式[13],其各相磁路相互独立,将I′dcp和Idcp分别代入式(7)即可求得各相的励磁情况。且当三相负荷电流对称时,流入变压器一次侧中性点接地极的电流就等于三相励磁电流之和。
3 计算结果分析
本研究以CIGRE标准直流系统中的组式换流变压器为例进行计算。变压器参数为:额定电压345 kV/213 kV,容量603.7 MVA,励磁电流1%。忽略系统与漏抗压降,以分段线性的三折线拟合其励磁曲线,如图3所示,ψsat=1.15ψm,斜率K1=89.7,K2=0.126。
计算得到的磁链直流分量ψ0与励磁电流im峰值随直流电流变化而变化的情况如图4所示,Idc折算至高压侧。由图可见Idc使得一次侧出现了很大的励磁电流,但随着直流的增大,铁芯饱和程度增加,使得单位Idc产生的直流磁链不断减小。
假设直流线路上叠加基波电流为iac=100 sin (ωt+20°) A,触发角α=0,根据式(8)可算得感应到换流变阀侧线路上的直流电流为:IdcA=18.9 A;IdcB=35.4 A;IdcC=-54.3 A。而对于Y-Δ接线,实际进入三相绕组的直流为I′dcA=-9.6 A;I′dcB=51.8 A;I′dcC=-42.2 A。此时Y-Y与Y-Δ换流变的三相励磁电流如图5所示。可见,在Δ绕组的影响下,三相的励磁情况发生了较大的变化。
由于三相饱和程度不同与铁芯的非线性,三相励磁电流相加后会在一次侧接地极产生一个零序电流(如图6所示),但由于三相直流电流之和始终为零,故该零序电流的直流分量也为零。因而目前普遍使用的在中性点串联电容以抑制直流偏磁的方法不适用于该类偏磁情况[14]。且文献[15]提出的中性点电位补偿方法对三相偏磁产生的是同方向的校正作用,必然会使一相直流偏磁更加严重。
4 结束语
本研究主要对由交直流线路互感引起的三相直流偏磁进行了计算分析,得出了以下结论:
(1) 直流磁通并不随直流电流的增大而线性增加,而是随着铁芯的逐渐饱和而趋于平缓。
(2) 直流线路上流过基波电流时会在换流变压器阀侧三相感应出不同的直流电流,导致变压器三相的直流偏磁程度不同,并且在Y-Δ连接下流入三相绕组的直流会发生变化。
(3) 三相不等的直流偏磁所产生零序电流的直流分量为零,这使得目前的直流偏磁抑制方法对交直流线路互感引起的偏磁并不适用,需要考虑其他针对该类直流偏磁的抑制方法。
摘要：为研究相邻架设的交直流线路互感在换流变压器中产生的三相直流偏磁情况,在计算了单相变压器二次侧直流电流所产生的偏置磁通与励磁电流的基础上,对直流线路基波电流引起的换流变阀侧直流电流及其在换流变三相产生的直流偏磁进行了分析,讨论了Δ绕组的影响,并在Matlab中对换流变三相励磁电流做了仿真计算。其结果表明:交直流线路互感引起的换流变三相直流偏磁大小不等,且会因Y-Δ连接而发生变化,而由此产生的变压器接地中性点零序电流的直流分量为零。