一次绕组（精选7篇）
一次绕组 篇1
电压互感器 (简称PT) 作为电力一次系统和二次系统的联络设备, 为保护装置、测量装置、计量装置、绝缘监察装置提供所需的电压。近年来, 国内电压互感器故障时有发生, 严重威胁着电力系统的安全稳定运行[1]。对此, 为查找PT故障原因, 避免故障的发生, 本文结合现场检查和解体PT情况, 建立了单相PT的匝间短路等效电路模型, 诊断分析了电压互感器故障, 并提出了相应的处理措施, 为电力运维检修和研究人员提供了参考。
1 PT运行异常情况
2012年1月21日6时42分, 某发电厂1号机组保护屏基波零序电压定子接地保护动作, 1号发电机出口开关跳闸, 灭磁开关跳闸, 故障录波记录动作时机端电压Ua为49 V, Ub为61 V, Uc为70 V, 中性点零序电压Un为14 V (整定值为12 V, 1.5 s) , 初步判断1号发变组20 k V侧系统U相发生接地故障。
在机组检查过程中, 发现U相电压互感器柜内有轻微绝缘材料烧焦异味, 其本体存在发热现象, 外观无异常。为尽快诊断干式PT情况, 查明机组跳闸原因, 在实验室内开展了试验分析。该PT型号为JDZX16-20, 额定电压为20 k V, 额定二次电压下励磁电流为0.34 A, 二次绕组分别为1a1n、2a2n和dadn。
2 试验分析
对PT进行了绝缘电阻测量、直阻测试和励磁电流测量等试验项目。为减小直流电阻测量时干式PT内外温度不一致对测试结果产生的影响, 试品置于试验场地30 h后进行试验, 试验环境温度为8℃, 相对湿度为22%。
2.1 绝缘电阻测量
对PT进行测量时, 一次绕组对二次绕组及地的绝缘电阻大于50 000 MΩ;二次绕绕组之间及二次绕组对地的绝缘电阻均大于2000 MΩ。
2.2 直流电阻测量
在PT直流电阻试验时, 环境温度为8℃, 为了便于偏差比较分析, 将测试数据换算到了出厂试验的温度, 试验及出厂数据, 如表1所示。
2.3 励磁电流测量
对PT测量时, 分别在1a1n和2a2n两个二次绕组上进行干式PT的励磁电流测量, 试验接线如图1所示[2]。试验时从二次侧施加励磁电压, 当电压示值很低时, 两个绕组的励磁电流都非常大, 测量数据如表2所示。
从表2可知, 对PT施加电压很小 (1.55 V) 时, 二次绕组电流测量很大 (4.0 A) , 严重超出允许值[3,4,5], 所以未继续升高电压。
3 故障情况分析
3.1 故障综合诊断
从表2中1a1n和2a2n的励磁数据可以看出, 故障后的PT在额定励磁电压的2.7%左右时, 励磁电流已超出额定励磁电流11.8倍, 高压侧直流电阻比出厂试验报告小8.8%。结合现场检查情况, 可以诊断干式PT高压绕组存在匝间短路故障。为进一步确认诊断的正确性, 解体了PT, 发现该PT高压绕组里层靠近末端的固体绝缘介质有明显烧损现象, 证实了诊断结果。
根据保护动作、现场检查和试验解体等情况分析可知, 本次跳闸由U相PT匝间绝缘故障引起。位于里层的一次绕组, 温升相对较高, 散热条件最差, 由于绝缘材料存在质量不良或工艺缺陷, 导致绝缘材料热老化加剧, 绝缘强度降低, 最终发生层间和匝间局部短路。短路匝内产生较大环流, 使局部温度继续升高, 导致绝缘强度进一步下降, 使匝间和层间短路继续发展, 引起发电机机端U相电压降低, 机端三相电压不平衡。随着匝间短路的发展, 当发电机中性点处零序电压达到基波零序定子接地保护动作定值后, 保护动作。
3.2 处理措施
针对本次故障和电厂运维检修情况, 为防止类似故障再次发生, 提出如下措施:
1) 对本次故障中, 同厂家、同型号的发电机保护和测量用干式PT全部进行更换, 建议选择绝缘耐热等级为F级的产品。
2) 建议重新设计PT与一次侧熔断器的配合, 降低一次熔断器的额定电流, 并在运行规程中加入PT断线处理方案。
3) 空载电流测量和交流感应耐压是检测PT匝间绝缘缺陷的有效方法, 在今后发电机保护和测量用PT的检修试验中, 宜增加PT空载电流测量项目, 必要时进行交流感应耐压试验。
4) 加强对电压互感器的巡视检查和发变组三相电压平衡性的监视力度及重视程度。
3.3 匝间短路等值电路分析
以下结合本次故障从电路上定性分析单相PT的匝间短路。将PT高压绕组分为两部分, 总匝数为N匝, 一部分设为B匝, 另一部分为N-B匝, 结构正常的单相PT两部分串联, 结构示意图如图2所示。PT正常运行时等值电路与降压变压器相同, 忽略绕组的电阻, 将电抗归算至高压侧, 如图3所示。
为便于定性分析, 引入, 即
式中:X1为正常结构高压侧绕组的等值电抗;N为高压绕组的总匝数。
B匝的电抗为
N-B匝电抗为
式中:X2为低压绕组的等值电抗;Xm为激磁阻抗。
当PT发生B匝短路时, N-B匝等值电抗为X'N-B, 短路的B匝等值电抗为X'B, PT电路等效模型与一个绕组接地的三绕组变压器相同。由于PT内部漏磁分布已经改变, 因此短路前后XB≠X'B, XN-B≠X'N-B, 短路后各部分等值电抗具体大小与短路后对原漏磁分布的畸变程度等因素有关。假设短路前后XB=X'B, XN-B=X'N-B, 未短路匝和短路匝的变比K= (N-B) /B, 则结合式 (1) , 短路匝电抗X'B归算到高压侧为
等值电路如图4所示。
对于单相PT, 激磁阻抗Xm较大, 计算入端电抗时可忽略, 图4的匝间短路等值电抗Xeq为
短路匝数和短路位置等因素会改变PT原漏磁分布, 从而影响等值电抗。在绕组匝数相同的情况下, 中部出现短路时电抗值最小[6], 情况最不利。从式 (3) 可以看出, 当未发生匝间短路时, Xeq=∞;当N/2匝短路时, Xeq=X1;当N匝绕组全部短路时, Xeq=0, 此时和单相绕组对地金属性短路情况相同。由此可见, 随着短路匝数的增多, 等值电抗迅速减小, 引起故障相高压侧电流大幅度增加, PT电压降低, 导致机端一次电流和电压不平衡, 在二次侧保护系统上表现的形式和单相接地故障相同, 从本次故障和文献[7]中的故障情况均可以验证。
4 结论
1) 通过干式PT试验, 诊断出PT故障为高压侧绕组匝间短路, 解体后证实了诊断结果的正确性。
2) 从PT匝间短路故障等值电路分析可知, 随着匝间短路的发展, 在继电保护系统上可产生与单相接地相同的故障形式。
参考文献
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一次绕组 篇2
在电力系统中,常需要把几种不同电压等级的输电系统联系起来,使三绕组变压器在电力系统得到广泛应用[1]。目前,由于对三绕组变压器短路电动力的研究较少,在三绕组变压器三绕组联合运行时,一般中间绕组短路系统总阻抗最小,短路电流最大,对绕组及器身的危害也最大[2],因此本文仅对此工况进行分析,并以1台220 kV/180 MVA三绕组变压器为例,以磁势平衡原理为基础,将三绕组变压器三绕组联合运行,对中压绕组短路时漏磁区域进行重新分配,用有限元软件ANSYS计算最小分接时中压绕组的短路电动力。
1 计算方法
1.1 漏磁场分析
中压绕组短路时一相绕组纵断面及漏磁分布图1所示。由磁势平衡定律可知,此工况下低-中-高结构变压器中压绕组的磁势将与低、高压绕组的磁势相平衡。这样,变压器的纵向漏磁通可以分为方向相反的两部分(如图1的Ⅰ、Ⅱ部分所示),而且在中压绕组里有1个漏磁通为零的中性面,中压绕组中性面左边的磁势与低压绕组磁势相平衡;中压绕组中性面右边的磁势与高压绕组磁势相平衡。为了描述方便,把位于中性面左边的漏磁组称为轴向第一漏磁组;而位于中性面右边的漏磁组称为轴向第二漏磁组。同理,变压器的辐向漏磁通也可以分为2个独立的漏磁组,为描述方便分别称为辐向第一漏磁组和辐向第二漏磁组,如图1的Ⅰ′、Ⅱ′部分所示。
因轴向漏磁通和辐向漏磁通均可分为2个独立的漏磁组,而且绕组的电动力仅与绕组相交链的磁通有关,故低压绕组的辐向力和轴向力分别与轴向第一漏磁组和辐向第一漏磁组有关,高压绕组的辐向力和轴向力分别与轴向第二漏磁组和辐向第二漏磁组有关,而中压的辐向力和轴向力可根据力的矢量叠加定理将第一漏磁组和第二漏磁组计算的力进行矢量叠加求得。
由于中压绕组属于2个漏磁组,在计算每个漏磁组的幅向尺寸和匝数时,应按磁势平衡定律来划分。如果中压绕组的匝数和幅向尺寸分别为NM和a,短路时低、高压绕组的电流分配比分别为βL、βH,则中压绕组属于第一和第二漏磁组的幅向尺寸和匝数将分别为
a1=aβL,a2=aβH,N1=NMβL,N1=NMβH。 (1)
1.2 “场-路耦合”法
由于变压器的短路属于暂态过程,考虑到需要逐饼来计算绕组中的漏磁场,因此采用“场-路耦合”有限元方法来模拟变压器的部分电磁和短路特性较为合适[3]。
根据磁势分配比分别建立2个场路耦合模型,如图2所示,模型图2a为低压绕组和中压左侧绕组场路耦合模型,模型图2b为中压右侧绕组和高压绕组、调压绕组场路耦合模型。本文对第二漏磁组的场路耦合模型只给出了高压绕组为中部进线的情况,对端部进线的情况与第一磁组的模型类似,不再列出。
对于第一磁组低压侧各电磁量关系如下:
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, (2)
式中:Ak、Jk、NLk、Sk、Kk、ek、Rkσ、Lkσ、lk分别为低压绕组第k个线饼的向量磁位、电密、匝数、截面积、占空比、感应电动势、等效电阻、等效漏电感及线饼长度;zs为低压侧线路阻抗;u1(t)为低压绕组所加电压源;n为低压绕组线饼总数。
第二磁组高压侧各电磁量关系同上。
第一磁组中压侧各电磁量关系为
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, (3)
式中:Ai、Ji、NLi、ei、Si、Ki、Riσ、Xiσ、Liσ、li分别为中压绕组左边部分第i个线饼的向量磁位、电密、匝数、感应电动势、截面积、占空比、等效电阻、等效漏电抗、等效漏电感及线饼长度;u2(t)为中压左侧端电压;m为中压绕组线饼总数;Zσ为中压左边绕组漏阻抗。
第二磁组中压侧各电磁量关系同上。
对于油区域 ∇2A=0, (4)
将以上3个方程组离散,可得到有限元的“场-路耦合”方程为
undefined
。 (5)
式中:A为节点向量磁位矩阵;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为磁位-电流耦合刚度矩阵;CiA为电感阻尼矩阵;Kie为电流-电动势耦合刚度矩阵;U0为外加电压矩阵。
2 计算实例
本文利用有限元软件ANSYS以1台实际运行的220 kV/180 MVA三相三绕组变压器为例进行计算,所分析变压器参数如表1、表2、表3所示。
2.1 模型的建立
通过文献[2]方法计算出三绕组变压器三绕组联合运行中压短路时电流分配比,根据式(1)获得中压绕组在第一漏磁组和第二磁组中的参数后,即可利用有限元软件ANSYS建立“场-路耦合”模型。
为了使漏磁分布更加符合实际,对绕组的每个线饼分别进行建模,饼间油道尺寸、每个线饼中的匝数及占空比均按实际情况来考虑。由于只对绕组进行分析,故没有对铁心和铁轭进行建模,变压器二维轴对称有限元模型如图3所示。线饼中没考虑导线涡流去磁作用及位移电流的影响,假设铁磁物质磁导率为无穷大,模型边界能自动满足第二类边界条件[4]。
根据“场-路耦合”分析的特殊要求,需注意以下问题:
1) 线饼区域采用的自由度为矢量磁位AZ、电流CURR、电动势EMF,而油区域单元的自由度为AZ。因每个线饼有唯一的电流和电动势,因此在每个线饼区域都要耦合CURR、EMF自由度,而且每组耦合都必须有独立的耦合设置号。
2) 场域各线饼的实常数包括线饼截面积、匝数、填充系数等,而各线饼作为电路元件时,其实常数则为反映线饼几何形状的对称系数。
当t=0时,令图2a电路中电压u1(t)为低压侧额定相电压峰值,图2b电路中电压u3(t)为高压侧最小分接时的相电压峰值,模拟变压器中压绕组短路工况。通过求解“场-路耦合”方程式(5),可得到绕组各个自由度的值,而软件会继续根据所求出的电流和电密值,通过后处理功能可计算出各个线饼的洛伦兹力,省去了传统计算电动力复杂的计算过程及一些计算假设,提高了计算精度。
2.2 计算结果与分析
2.2.1 最小分接时磁力线分布最小分接时磁力线分布如图4所示。
图4a、4b分别为第一磁组和第二磁组的漏磁分布,图4a与图4b磁力线趋势大体一致。从图4b可以看出,在调压绕组与高压绕组的主空道处磁力线出现向上弯曲的现象,这是由于在最小分接时调压绕组磁势与高压绕组磁势相反引起的。
2.2.2 中压短路电流分布
中压短路电流分布如图5所示。从图5可以看出,第一磁组和第二磁组算得的中压短路电流变化曲线几乎是一致的,证明了有限元模型的正确性。最大短路电流发生在短路后t=0.01 s时刻,此时中压侧短路电流的峰值为30 728.3 A,是中压侧额定电流峰值(1 214.6 A)的25.3倍。
2.2.3 中压绕组平均磁密分布
t=0.01s时中压绕组平均磁密分布如图6、图7所示。根据矢量合成求得中压绕组总的平均磁密分布。从图6、图7可以看出,中压绕组轴向和辐向平均磁密在绕组的上部、下部基本呈对称分布。
从图6可以看出,中压绕组的轴向磁密在端部出现先减小后增大的趋势,这主要是由于中压绕组端部线饼的线规和其它线饼线规不同,导致端部线饼截面电密不同引起的。
2.2.4 中压绕组各线饼所受辐向和轴向电动力
t=0.01s时刻中压绕组各线饼所受辐向、轴向电动力如图8—图10所示。
从图8可以看出,绕组下端部所受辐向力比绕组上端部所受辐向力大,这是由于绕组下端部到下铁轭的距离小于绕组上端部到上铁轭的距离,使绕组下端部磁力线弯曲程度小于绕组上端部磁力线弯曲程度所致。中压绕组中部线饼受到的幅向力有突变,这是由于低压绕组在线饼中部有1次标准换位、高压绕组是中部进线导致的。中压绕组所受辐向合力由第一磁组和第二磁组叠加而成,而中压绕组左右两侧所受辐向力方向相反,故中压绕组辐向合力较小。因此本文没有对中压绕组的幅向机械强度进行校核。
中压绕组各线饼所受轴向力如图9所示。从图9可以看出,轴向力最大值出现在绕组的下端部,即第1段线饼,对应线饼所受轴向力随时间的变化曲线如图10所示。从图10可以看出,最大值出现在t=0.01 s时刻,为Fmax=265.217 kN。对于心式变压器,当实体绕组受到过大的轴向压缩力时,可能会丧失其机械稳定性,此时绕组发生“倾斜”,即在绕组辐向宽度内同一排各相邻导线出现了整体向同一方向倾斜。另一方面,沿轴向相邻的下面一排导线组则整体向相反的方向倾斜。由此便认为绕组导线呈“曲折形”变形。因此,要求作用在绕组上的最大轴向压缩力Fmax要小于因导线发生倾斜时诱发坍塌的极限力Ftilt,而且留有一定的安全裕度。其中极限倾斜力[5]为
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式中:E0为铜的弹性模量,为1.1×105MPa;n为线饼辐向导线根数;beq为导线的辐向尺寸,mm;h为导线轴向尺寸,mm;Dm为绕组平均直径,mm;K1为扭曲项系数,取0.5;K2为计及铜工作硬度等级的系数,取1;K3为计及动态倾斜的系数,取1.2。
由式(6)算得的线饼的临界力Ftilt=646.272 kN,可以看出该区域线饼所受的最大轴向力小于其轴向强度的校核值,并有足够的裕度,因此该变压器的中压绕组具有足够的轴向机械强度。
3 结论
1) 三绕组变压器中压短路工况下中压绕组短路电动力计算方法以磁势平衡原理为基础,利用有限元软件ANSYS,对研究三绕组变压器短路特性有一定的参考作用。
2) 利用“场-路耦合”有限元方法计算了该模型的二维瞬态漏磁场,省去了传统计算电动力复杂的计算过程及一些计算假设,提高了计算精度。
3) 通过计算结果得到了最小分接时磁力线分布、中压短路电流分布、中压绕组平均磁密分布、中压绕组各线饼所受辐向和轴向电动力,并对受轴向短路电动力作用最大线饼的轴向稳定性进行了校核,表明该变压器的中压绕组具有足够的轴向机械强度。
摘要：针对220 kV/180 MVA三绕组电力变压器出口短路时短路电流的计算问题,从磁势平衡原理出发,建立了在中压绕组短路工况下中压绕组短路力的计算模型,利用“场-路耦合”有限元方法计算了该模型的二维瞬态漏磁场,获得了中压绕组线饼的受力分布和瞬变曲线,并对受轴向短路电动力作用最大线饼的轴向稳定性进行了校核。计算结果表明,利用有限元软件ANSYS对三绕组变压器中压短路工况下中压绕组短路电动力的计算方法,省去了传统计算电动力复杂的计算过程及一些计算假设,提高了计算精度,变压器的中压绕组具有足够的轴向机械强度,对变压器设计和运行人员有一定的参考价值。
关键词：三绕组变压器,中压绕组,轴向短路电动力,“场-路耦合”,计算方法
参考文献
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大型绕组外径测量装置 篇3
在变压器制造过程中, 从零部件制造到变压器的装配都会涉及到大量的圆形零部件的测量和检验, 因其外径大, 变换范围广, 常规量具无法满足使用要求, 从而对变压器制造过程中相关数据的控制和检测带来影响。研制一种快速、准确的圆形外径测量工具, 可大大提高变压器制造过程中相关工序数据测量的准确性和高效性, 对提高检测效率, 保证产品质量, 以及变压器制造过程质量控制、数据分析、故障排除等有非常积极的意义。
2 设计思路与结构原理
本测量装置是在直线测量和圆形周长测量的基础上, 经过改进和提高, 将两种测量原理合二为一, 结合在一种装置上, 从而快速准确地得到所需要的外径数据。具体操作时, 结合变压器线圈等零部件特点, 可多测量几个点, 根据数据取舍原则, 确定可用的最终数据。
其具有以下特点:
2.1 测量快速准确
用常规外径卡钳测量, 需在测量后移出测量位置, 另用钢板尺测量尺寸, 在此过程中需保持两卡钳爪不得位移, 否则测量尺寸就会不准。用本实用新型可在测量的第一位置上不用移动即可得到准确的外径数据, 不用再去测量, 也不用移动量具, 避免过程中因移动引起的测量误差, 保证了数据准确而快速的得到。
2.2 操作简单方便
本测量装置全部采用优质铝合金型材和胶木材料制作, 重量轻, 一个人就可方便的测量。操作时, 一手将固定杆1靠紧线圈外径的一个点, 另一手移动活动杆11靠近线圈的另一侧, 此时读到的钢板尺5上的尺寸即为所测量外径尺寸。
2.3 移动无金属粉尘产生
本测量装置中活动杆11通过滑板7、滚轮6在主管2中移动, 滚轮6由胶木材料制成, 移动时不产生金属粉尘和微粒, 符合变压器制造过程中禁绝金属粉尘产生的特殊要求。
2.4 测量范围广
本测量装置经延伸使用, 通过延长固定杆1、活动杆11和主管2的尺寸, 可制作出几种不同规格的量具, 用来测量不同范围内的外径尺寸, 满足任何外径的测量要求。
3 具体实施方式与附图说明
附图说明, 如图1。
本测量装置可使用在硬纸筒制作后的外径测量;线圈制造中模具外径和纸筒的测量;线圈绕制完成后外径尺寸的测量;以及器身装配时外径的测量。
本测量装置结构及使用过程如下:
(1) 如图1所示。固定杆1通过连接块3和铆钉4与主管2固定死;主管2上安装有带刻度的钢板尺5;活动杆11通过连接块8和铆钉9与滑板7固定死, 滚轮6与滑板7固定在一起。加强板10用来加强各件之间的连接。
图中:1为固定杆, 2为主管, 3为连接块, 4为铆钉, 5为钢板尺, 6为滚轮, 7为滑板, 8为连接块, 9为铆钉, 10为加强板, 11为活动杆, 12为线圈.
(2) 测量时, 将固定杆1靠紧线圈12外径的某一点, 如图2所示。移动活动杆11靠近线圈12另一侧, 此时从钢板尺5上读到的数据即为线圈12外径尺寸。
摘要：本测量装置涉及变压器制造过程中, 测量线圈、硬纸筒、器身套装芯柱等外径时的一种量具, 属于变压器绝缘件制造、线圈制造及绝缘组装等技术领域。
铜绕组温度测量方法解析 篇4
基于医用电气设备电气安全防护的要求, GB9706.1对绕组绝缘容许的最高温度提出了明确的要求, 由于实际操作困难, 不便或不能直接测量绕组温度, 在GB 9706.1第42章给出了一种测量铜绕组温升的方法 (电阻法) 。本文从热电阻测温的基本原理出发, 对电阻法测量铜绕组温度方法和影响测量的因素进行了分析讨论。
1基本原理
1.1热电阻测温的基本原理
热电阻测温的基本原理是基于金属导体材料的电阻与温度之间存在的函数关系, 即由于温度变化导致金属导体材料的电阻也随之发生变化。利用两者之间的函数关系, 通过测量导体材料的热电阻, 确定其温度。
实验表明, 对大多数金属材料, 当温度升高1℃时, 其阻值增加0.4%～0.6%, 金属导体电阻与温度之间的关系可用下列函数描述:
其中:α (T) 为电阻温度系数。
α (T) 由试验数据确定。
1.2 铜热电阻关系函数
在-50℃～150℃范围内, 铜的热电阻特性可用下列函数表示:
R′t=R0· (1+At+Bt2+Ct3) (2)
其中:Rt—温度为t时的电阻;
R0—温度为0时的电阻;
A、B、C—常数;
A=4.28899×10-3/℃;
B=-2.133×10-7/℃;
C=1.233×10-9/℃。
在忽略高次常数B、C的情况下, 铜的热电阻特性函数可近似表示为:
Rt=R0· (1+At) (3)
1.3 误差比较
将公式 (2) 和公式 (3) 做相对误差比较, 在25℃～275℃范围内, 采用简化近似公式 (3) 的计算结果与公式 (2) 的计算结果之间的最大相对误差不超过±0.5%, 计算结果见表1。
2 测量方法
2.1 铜绕组温升测量方法
在均匀绕组情况下, 假定初始环境温度 (℃) 为t1, 铜绕组温度为T1 (当铜绕组与环境温度相同时, t1=T1) , 铜绕组电阻为R1, 则:
R1=R0· (1+AT1) (4)
铜绕组按规定加载试验结束后, 假定初始环境温度 (℃) 为t2, 铜绕组温度为T2, 铜绕组电阻为R2, 则:
R2=R0· (1+AT2) (5)
由公式 (4) 和 (5) 可导出铜绕组温升:
undefined (6)
请注意:这里的铜绕组温升 (T2-T1) 是由两个因素共同贡献的结果, 一是由于铜绕组通电导致的电热效应产生的温升 (Δt) , 二是由于铜绕组试验前后环境温度变化产生的温升 (t2-t1) 。
考虑到上述两种温升贡献的影响, 在铜绕组初始温度与环境温度相同时 (t1=T1) 条件下, 公式 (6) 变化为:
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即:
undefined (8)
其中:A=4.28899×10-3/℃,
即:A-1=233.155℃。
值得注意的是, GB 9706.1第42章中铜绕组温升公式使用系数A-1=234.5℃, 两者之间存在0.6%的差别, 这是由于实际使用的铜绕组材料不是纯铜材料引起的。将A-1=234.5℃数值代入公式 (8) , 则:
undefined (9)
这就是GB 9706.1第42章给出的铜绕组温升公式。
2.2 铜绕组温度的计算
上述分析给出了铜绕组温升的计算方法, 但GB 9706.1标准要求的不是给出温升数据, 而是要求给出铜绕组温度, 并且修正到某一基准环境温度Tc (40℃或25℃) 条件下的绕组温度 (例如:GB 9706.1中42.1表10a) 、57.9.1表19等) 。标准中并没有给出如何修正的方法, 通常情况下, 采用下列方法进行修正:
T=t1+Δt+ (Tc-t1) (10)
其中:T—铜绕组温度的试验的报出值;
t1—初始环境温度值;
Δt—铜绕组温升值;
Tc—基准环境温度值;
将公式 (9) 代入公式 (10) , 得到修正到基准环境温度时铜绕组的温度值:
undefined (11)
2.3 公式的应用
公式 (11) 给出了修正到基准环境温度TC时铜绕组的温度值, 在实际应用中, 可以利用公式 (3) , 通过测量铜绕组在初始环境温度情况下的电阻值Rt, 确定铜绕组在0℃时的电阻值R0 (注意:公式 (3) 中的系数=1/234.5, 与GB 9706.1第42章保持一致) , 再使用公式 (11) 给出修正到基准环境温度TC时铜绕组的温度值, 即:
undefined (12)
在初始和试验结束后环境温度不变的特殊情况下, 公式 (11) 为:
undefined (13)
3 讨论
3.1 温度测量范围
从上述铜绕组温度测量方法建立的过程中可以看出, 无论是铜绕组温升公式 (9) , 还是温度公式 (11) , 其建立的基本公式为公式 (3) 。公式 (3) 是公式 (2) 忽略了高次常数B、C的近似结果。值得注意的是, 公式 (2) 的应用范围为-50℃～150℃, 在GB 9706.1中, 被测量的铜绕组最高容许温度为260℃ (GB 9706.1中52.5.8表12) , 在0℃～260℃的范围内, 这种近似处理方法可能带来明显的误差, 但是这种误差在GB 9706.1中是可以接受的, 因为GB 9706.1温升测量公式的基础就是公式 (3) 。
3.2 铜绕组的均匀性
从上述铜绕组温度测量方法建立的过程中还可以看出, 无论是铜绕组温升公式 (9) , 还是温度公式 (11) , 都暗含了整个铜绕组温度相同的假设, 然而实际的铜绕组 (如:变压器的绕组) 在加载试验稳定后, 整个绕组长度上的温度不可能完全相同, 因此, 使用上述公式的计算结果仅是整个绕组温度或温升的平均值 (其中存在高于温度平均值的点) , 不能反映上整个绕组各点的温度或温升。因此, 建议在试验条件允许的情况下, 使用其它方法 (如:热电耦) 进行测量, 以便给出整个绕组真实的温度分布。
3.3 基准环境温度的修正
公式 (10) 给出了修正到基准环境温度TC时铜绕组的温度值的方法 (目前大多数试验室采用的方法) 。通常情况下, 试验环境温度与基准环境温度TC (40℃或25℃) 条件不同, 特别是在较高环境温度下 (如:40℃) , 由于铜绕组在两种温度条件下温散热情况可能不同, 采用公式 (10) 给出的结果可能带来较大的误差, 因此, 建议在试验条件允许的情况下, 尽量在基准环境温度下进行试验, 以便减小温度修正带来的误差。
3.4 铜绕组自感的影响
铜绕组温度或温升的测量是基于绕组电阻的测量建立的, 绕组电阻的测量准确性直接影响铜绕组温度或温升的准确性。GB 9706.1第42章有这样的要求:“建议在电源断开后尽快地测量试验刚结束时绕组的电阻, 然后每个一短时间再测, 这样就能绘出电阻值与时间关系曲线, 以确定切断电源瞬时的电阻值。”。铜绕组的电阻通过稳恒直流回路, 采集绕组的电压V和电流I, 来计算绕组的电阻R。
值得注意的是, 当绕组接入直流回路时, 由于绕组存在自感L (通常空心绕组的自感系数L很小, 但实际情况, 例如变压器, 由于铁心介质的存在, 其自感系数会增大2～3个数量级) , 存在从电流0到稳恒电流I的暂态过程, 暂态过程建立的时间t取决于绕组自感系数L的大小, 自感系数L越大, 暂态过程建立的时间越长。在暂态过程中, 由于绕组自感的存在 (绕组上存在感生电压) , 通过采集绕组的电压V和电流I, 来计算绕组的电阻R的计算值, 比稳恒条件下的计算值高 (越接近暂态过程的初期, 电阻R的计算值越高 (特别是在暂态过程的最初时刻, 电阻R的计算值趋于无穷大) , 这将导致绕组温升或温度计算值变高, 甚至出现极端不合理的结果。
通过上面的分析可以看出, 在暂态过程建立期间, 不适于测量绕组的电阻, 应在暂态过程之后, 绕组直流回路达到稳恒条件下进行测量, 这是绕组温度或温升试验中应该特别注意的。
摘要：本文依据金属导体热电阻测温基本原理, 介绍了铜绕组温升、温度的测量方法, 并对影响测量的因素进行了分析和讨论。
关键词：绕组 (铜绕组) ,电阻 (热电阻) ,温升,温度
参考文献
[1]GB 9706.1-2007医用电气设备第1部分:安全通用要求[M].中国标准出版社
变压器绕组变形实例 篇5
关键词：变压器,绕组变形,短路冲击,频率响应,电容量
0 引言
短路冲击引起的事故在我国许多地区占电网变压器总事故的半数以上。统计表明不少大型电力变压器由于设计、制造原因还达不到规定的承受短路能力。因此, 诊断变压器遭受短路电流冲击后的状况是否良好, 有无绕组变形、位移和铁心松动、位移等, 从而判断变压器是否需要检修处理十分重要。另外, 如有绕组变形, 到什么程度才需要检修, 甚至更换, 轻度绕组变形的变压器可否继续运行等, 均为运行中急迫需要解决的问题。
目前, 判断变压器绕组变形的方法一般是综合判断, 主要包括频率响应、短路阻抗、空载电流和变压比等分析技术, 这种方法也是得到了以往的证明, 但是针对我局出现的一例变压器绕组变形情况, 个人认为电容量的试验也应作为综合判断的手段之一。
1 应用实例一
110k V延安路变电站1#主变压器型号SZ8-F-31500/110, 额定电压为 (110±8) ×1.25%/10.5k V, 联结组别为YN, d11, 主分接阻抗电压百分数为10.29%, 空载电流百分数为0.1%, 1998年11月出厂, 1999年1月投运, 交接时高压绕组对低压及地电容量7932.6p F, 低压绕组对高压及地电容量16585.4p F。2003年5月发生近端出口三相短路故障, 造成对变压器本体冲击。绝缘检查数据和绕组变形图形正常, 唯有电容量有明显增加, 由于多方面原因决定继续投运。至2007年, 电容量数据一直与2003年测量时相差不大, 其他试验数据图形及油气试验数据也合格。2009年11月的某天凌晨, 1#主变低总开关发生跳闸事故, 检测发现电容量又明显上升, 与初始值相差达24.6%。
1.1 频率响应法测量绕组频谱
测试仪器为BRTC-Ⅱ型电力变压器绕组频率响应测试仪, 测试频率0~999k Hz, 测得三相绕组频谱特性如图1所示。从图1中可以看出高低三相绕组的频谱特性曲线基本一致, 虽然高压绕组2009年图谱中A相在约80k Hz时的曲线与B、C两相略有区别, 但是在0~100 k Hz (初频) 是对整个绕组的初步扫描阶段, 可以忽略。故无法判断绕组是否变形。
1.2 变压比及直流电阻测试
该变压器测试数据见表1。
测试直流电阻是判断变压器是否存在匝间短路、绕组断股等现象的有效手段, 且规程明确规定不平衡率不能超过±2%。变压器测试数据见表2, 可见其结果正常。
1.3 低压短路阻抗和空载电流
在变压器吊罩之前, 主变短路阻抗试验数据一直无明显变化。空载电流I0为铁心励磁电流与绕组入口电容电流之和。励磁电流与变压器铁心的叠装工艺、硅钢片的材料密切相关, 硅钢片接缝的微小变化就会造成空载电流的成倍变化。所以通过空载电流可以判断铁心的状况。主变返厂空载试验测试值换算后为0.104%, 表明铁心无明显位移。
1.4 变压器油试验
历年对变压器本体油及有载分接开关油的耐压测试分别都超过了40k V, 合格。油色谱分析和微水检测数据见表3, 可以看出色谱微水试验均合格。
1.5 绕组电容量测试
三绕组变压器等值电容电路如图2所示, C1、C2、C3为高、中、低压绕组对地电容;C12为高压绕组与中压绕组间电容;C23为中压绕组与低压绕组间电容。
高压绕组总的对地电容为C1+C12, 中压绕组总电容为C2+C12+C23, 低压绕组总电容为C3+C23。
绕组电容变化曲线如图3所示, 可以看出, 低压绕组的电容量明显改变, 变压器极有可能在出口短路时线圈中漏磁场存在而产生的巨大电动力的作用下产生变形。
1.6 吊罩检查
2010年11月4和6日, 对变压器分别进行大修吊罩检查和制造厂解体检查, 结果见图4、图5, 可见低压线圈三相均已严重扭曲和凹陷。吊罩和解体证明了电容量测试及诊断的结果。
2 应用实例二
110k V铜录山变电站1#主变压器型号为SSZ11-40000/110, 额定电压为 (110±8) ×1.25%/10.5/6.3k V, 联结组别为Ynd11D11, 主分接阻抗电压百分数为10.24%, 空载电流百分数为0.45%, 2006年9月出厂, 2006年10月投运。2011年11月15日在例行试验中发现, 录1#主变各侧绕组电容量均与初值发生较大变化, 中对高低及地电容量变化率高达31.5%;随后对变压器本体取油进行了油色谱分析和微水检测试验, 试验结果正常。
2012年12月2日对录1#主变停电进行诊断性试验, 以进一步检查:
(1) 绕组电容量测试, 结果表明, 高压绕组、中压绕组、低压绕组对其它绕组及地的电容量均增大了10%以上, 且绕组的电容量的变化趋势相反, 不存在电桥的原因, 而是高压绕组的电流方向与中、低压绕组电流方向相反。怀疑变压器存在严重缺陷, 极有可能变形。
(2) 短路阻抗测试, 结果表明高对低、中对低短路阻抗初值差高达9.99%、7.10%, 超过了注意值 (±3%) 。
(3) 油色谱分析和微水检测, 试验结果正常, 但H2、CO、CO2增长率较大。
(4) 绕组频谱测试。从特性曲线可以看出, 2011年的诊断图形与2006年交接时的图形在中频、高频中的谐振峰均有较大不同, 尤其是中、低压绕组中明显存在波峰、波谷点所对应的幅值及频率不一致。故判断该变压器绕组已经变形。
(5) 吊罩检查。2012年12月8日录1#主变在武汉变压器责任有限公司进行吊芯检查, 发现变压器高压绕组下部K头的出头部位及邻近线匝已经变形鼓出, B相高压线圈内纸筒破损;位于中圈位置的低压线圈严重变形, 线匝大面积凹陷, 位于内圈位置的中压线圈也存在局部线匝变形;下夹件对线圈的支点较少, 支撑件的加强铁略显单薄, 在短路机械力的作用下支撑件与夹件的焊线撕裂, 承受短路冲击的能力较低。吊检证明了电容量测试及综合诊断的分析结果。
3 绕组变形后果
变压器绕组变形后, 有的会立即发生损坏, 有的可以继续运行一段时间, 运行长短因变形程度和位置不同而不同。绕组变形后, 由于绝缘距离发生变化, 在过电压作用下, 绕组便有可能发生绝缘击穿, 导致突发性绝缘事故;由于遭受多次短路电流的冲击, 机械变形的积累效应最终导致变压器损坏。
4 综合判断
为了更好地判断变压器绕组是否变形, 应结合多个项目综合分析:
(1) 测量频谱特性曲线并通过横向和纵向比较判断, 灵敏度高。由频谱特性曲线间的相关系数 (即相似程度) 可判断绕组变形, 特别是中频段的曲线反映绕组变形最灵敏, 且重复性好。
(2) 低压短路阻抗法, 能有效地判断变压器变形情况, 判据明确, 标准齐备, 应用成熟, 易于掌握。
(3) 空载电流测试, 能有效判断变压器铁心遭受近区短路冲击后是否位移。
(4) 变压比及直流电阻测量, 是常规、简便、易行的方法, 在变压器绕组显著变形、匝间短路、绕组断股等情况下是一种有效的判断手段。
(5) 产品出厂后, 其各绕组的电容量基本上是一定的, 即使在有温度、湿度影响的情况下。其电容量变化应很小。如果电容量明显有改变, 预示着变压器存在绝缘缺陷和机械性位移、变形等方面的缺陷。所以绕组电容量测试也应作为综合判断分析绕组变形的必要试验之一。电容量变化注意值一般为3%~5%。
5 结语
两组实例表明, 对于变压器绕组是否变形, 应采用频率响应、短路阻抗、空载电流和变压比等分析技术以及电容量试验来综合判断。
参考文献
[1]GB-50150—2006, 电气装置安装工程电气设备交接试验标准[S]
[2]国家电网公司.Q/GDW168—2008输变电设备状态检修试验规程[M].北京:中国电力出版社, 2008
[3]曹桂荣.变压器绕组的短路电动力分析[J].煤炭技术, 2006
主变绕组变形判断分析 篇6
所谓绕组变形, 就是指电力变压器绕组在机械力或者电动力作用下发生的轴向或者径向尺寸变化。通常情况下, 在日常工作、生活中我们常见到的变压器绕组局部扭曲、发生鼓包或者出现移位等现象, 都属于绕组变形的特征现象。
那么变压器的变绕组在变压器内正常运行的情况下, 怎么会出现变绕组的变形呢?最简单的例子, 就算是制作出来的再好的变压器, 在装配运输的过程中都有可能遭受到撞击, 无论撞击的程度严重与否, 都有可能造成变压器内部变绕组的变形或者移位。这只是最简单的一个原因, 下面将详细叙述造成主变绕组变形的其他主要原因。
1) 绕组承受力不够。
这是由于当变压器内发生短路事故时, 短路电流远远超过了绕组所能承受的负荷, 导致主绕组变形, 就如同日常生活中电器短路, 导致线路中电流过大, 超过线路的电流荷载, 最终导致线路发热甚至变形起火, 变压器内绕组由于承受不了短路造成的电流冲击力而引起变形与之的道理是一样的。据有关统计分析, 近几年来, 因为绕组承受短路能力不够而引起电力变压器发生事故已经成为了电力变压事故的首要内部因素。
2) 短路电流冲击。
这是一个很重要的原因, 虽然变压器是个全封闭的空间, 外部的一些渣子等大颗粒的物质不容易进入变压器内部, 但是其内部的灰尘等细小颗粒, 以及空气中的阴、阳离子等相互结合在一起, 这些灰尘杂质就会慢慢附着在变压器的变绕组上。众所周知, 变压器内部是很多线圈紧密的排列在一起的, 本来绝缘性能很好的绝缘线圈由于老化等一系列的原因, 致使最初的绝缘性能退化, 再加之带电灰尘的粘附作用, 就很容易造成变绕组出现短路。这就决定了电力变压器即使在其正常的运行过程中, 也无法避免地受到各种短路电流的冲击, 在所有的短路电流冲击力中, 要属变压器出口或者近区发生短路故障的情况最为严重, 这个时候巨大的短路冲击电流会使变压器受到极大的电冲击力, 这种冲击力一般可以达到变压器正常运行条件下电流冲击力的数十倍甚至是数百倍。由于电流的热效应, 绕组在短路电流的作用下会迅速地发热。不难理解, 一旦金属的温度升高至一定值, 其机械强度便会变小, 变绕组的导线在这种发热的情况下, 由于自身的机械强度发生变化, 再加上短路电流引发的电动力, 绕组就会发生变形。
理论分析表明, 由于变压器内电与磁的相互作用, 变绕组上的电动力有轴向和径向两种。径向力的作用方向取决于线圈的相互位置以及电流的方向, 通常情况下, 为了提高内部线圈在径向力上的刚度, 往往会把线圈绕制在由绝缘筒支撑的撑条上。这本来是一个提高线圈抗径向力刚度的好方法, 但是, 与此同时, 线圈不仅受到压缩力的作用, 而且还会受到撑条所产生的弯曲力的作用。一旦这两种力的合应力超过了线圈在刚度上的屈服点, 就会使线圈发生永久性的变形, 通常看到的绕组出现梅花状或者鼓包状的现象, 就是上述原因造成的。与此同时, 变压器线圈受到的轴向力会使线匝在竖直方向上弯曲, 压缩线段的垫块, 并部分地传递到铁轭, 这个时候, 当线圈不等高或者线圈内磁感线分布不均匀时, 在电磁作用下, 轴向力会比径向力更能引起变压器事故。
保护系统出现死区。这也是个常见的原因, 当保护系统出现死区或者动作失灵, 都会导致变绕组承受短路电流时间过长, 因此, 一旦发生短路事故无法及时跳闸, 变绕组势必会在过大的短路电流作用下发生变形, 从而导致变绕组损坏。
2 主变绕组变形的危害以及分析方法
主变绕组发生变形, 是影响电力系统安全运行的重大隐患。首先, 绕组严重变形时, 由于绝缘受到机械毁伤后会被直接击穿, 绕组就会有烧毁的危险;其次, 绕组发生局部变形时, 使绕组实际的绝缘特性发生改变, 实际的绝缘特性与设计的绝缘特性发生偏差时, 一旦绝缘性能在短路情况下受到考验时, 绕组的绝缘就无法达到设计时的绝缘强度, 因此而留下绝缘隐患;不仅如此, 绕组发生局部变形时, 无论是机械性能还是绝缘性能, 都会发生质的下降, 当绕组再次受到短路电流冲击时, 由于累计效应的影响, 绕组容易烧毁。
对于变压器来说, 是一个安全封闭式的空间, 那么里面的变绕组一旦发生变形故障, 检测人员又如何在变压器外部发现内部的故障呢?这就需要一个很常用的仪器—示波器, 对于典型的主变绕组频率响应特性曲线, 一般都包含有多个明显的波峰、波谷, 频率响应特性曲线中的波峰、波谷分布位置以及分布数量的变化, 是用来分析主变绕组变形程度的重要依据。然后通过对主变绕组频率响应特性曲线的分析, 同时结合短路冲击、主变结构以及相关试验的分析, 综合各种情况后就能较容易地判断出主变绕组是否变形或者变形程度。
1) 横向对比分析。
通过同一主变、同一电压等级的绕组的频响曲线进行比较, 通过正常情况下的频响曲线与待分析的频响曲线相比较, 来判断待分析的主变是否发生变形以及变形的程度。
2) 纵向对比分析。
通过同一主变、同一绕组、同一分接位置、不同试验时间的频响曲线进行比较, 根据正常的频响历史曲线来对比待分析的频响曲线, 从而对待分析的主变是否变形作出判断。
3) 其他的分析方法。
除了上述的横向、纵向的对比分析外, 还有通过高频段与中低频段相结合、通过波形观察与相关系数结合等一些有效的方法。
3 案例分析
案例1.云南玉溪供电局红塔山变电站1#主变绕组变形试验
1997年4月, 云南玉溪供电局红塔山变电站1号主变10 kV母线穿墙套管击穿造成相间短路而发生套管爆炸, 1号主变出口短路, 该变压器经受短路冲击时间超过1 s。对该变压器进行了绕组变形试验。高压、中压绕组变形频响特性曲线相关系数均大于1, 频响曲线比较一致, 其三相谐振点也较为接近, 那么可认为无变形现象;低压绕组a和c频响曲线基本一致, 谐振点也较为一致, 相关系数也超过1, 但是从低压绕组b和c以及低压绕组c和a的频响特性曲线差异性很大, 而且相关系数小于0.5, 而且谐振点位置也有很大差别。由此, 可判断出c相绕组有明显的变形现象。
案例2.昆明供电局黑林铺变电站2#主变绕组变形试验
2007年1月, 110 kV黑林铺变电站2#主变高后备复压过流I段I时限、II时限保护动作, 重瓦斯保护动作。当晚对2#主变压器进行了检查和分析, 绕组变形试验发现B相高压绕组变形, 高压线圈直流电阻测量不平衡系数为1.05%, 结论为合格。然而, B相低压绕组直流电阻超标, ab绕组直流电阻偏大, 测量到不平衡系数为3.4%, 不合格。
案列3.曲靖供电局220 kV沾益变电站1#主绕组变形试验
2006年7月, 曲靖供电局220 kV沾益变电站发生35 kV I、II段母线及1#主变电停电的设备事故, 其原因是雷击引起, 最后导致了1#主变35 kV的一个开关发生爆炸, 变压器在近区短路时间过长引起变压器损坏。
摘要：变压器是电力系统中的重要组成之一, 在高低压的调节与变换中起着至关重要的作用, 因此, 变压器的正常运行与否直接影响着整个电力系统的安全运行。由于变压器中的短路等原因造成变绕组变形, 致使变压器损坏的情况屡见不鲜, 严重威胁了变压器的正常运行。所以对于全封闭式环境的变压器, 对于处在变压器内部的主变绕组, 检测人员在变压器外部如何有效的进行变绕组变形分析、判断至关重要, 文章将做简单的讨论。
关键词：主变绕组变形,危害,案例分析
参考文献
[1]李剑, 夏珩轶, 杜林, 等.变压器绕组轻微变形ns级脉冲响应分析法[J].高电压技术, 2012 (1) :35-42.
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变压器绕组损伤与检测 篇7
1 变压器绕组线圈变形带来的危害
如果绕组线圈内部的机械结构不牢固, 就会产生凸出, 扭曲等形变, 严重时可能导致突发性损害事件。在严重的短路电流的冲击下, 变压器发生了形变, 就算没有马上产生危害, 也为以后的事故埋下了隐患。虽然有时候绝缘距离没有发生改变, 但是绝缘体材料的绝缘特性已经发生了改变, 有时导致局部的击穿放电, 如果加之雷电产生的电压, 有可能产生栟间击穿放电现象, 导致绝缘体放电事故的发生, 有时候虽然变压器正常运行, 但是由于放电缓慢而长期的作用, 导致绝缘体损伤而产生击穿放电;如果变压器线圈绕组的轴发生了机械损坏, 当再次遇到短路击穿电流时候, 将无法承受而发生机械损害。
因此, 及时的发现存在问题的变压器, 进行变压器绕组线圈的损伤实验, 并进行有计划地检修和吊罩验证, 可以节省大量的财力物力, 防止变压器意外事故的发生。
2 变压器线圈损害的特点
对损害的变压器的事后分析和检测经过大量的总结和实验, 发现变压器绕组线圈变形是导致各种损害的原因。若变压器的绕组已经被损害但是没有被及时的发现而继续运行使用, 那么有可能造成事故的发生, 轻者造成停电, 重的可能使得变压器发生烧毁和融化。造成变压器绕组线圈变形的原因很多, 有些是因为机械特性和工艺强度不够、绕组线圈不够紧密、承受外部机械冲击和短路电流冲击的能力不强等。由此可知变压器绕组线圈变形的客观原因主要是外部机械冲击和短路电流的破坏, 其中最多的是变压器短路电流的冲击如果短路电流过大, 则产生的点动力有可能使得绕组线圈变形甚至崩溃。
3 变压器绕组线圈损害的原因
电力变压器线圈通常是由以绝缘垫块隔开的铜和铝线段所构成的, 这种系统的特性在发生短路时是变化的, 因为绝缘垫块的弹性跟其压紧程度有关, 即与压力有关。理论分析说明, 作用在变压器线圈上的电动力可分为轴向 (纵向) 力及径向 (横向) 力两种。径向力的作用方向取决于线圈相互位置和其电流方向。对双线圈变压器而言, 径向力使得外部线圈拉伸, 而压紧内部线圈。为了加强内部线圈对径向力的刚度, 一般是将线圈绕制在由绝缘筒支撑的撑条上。此时, 该线圈不但要承受压缩应力的作用, 而且同时受到撑条所产生的弯曲应力作用, 出现经常见到的梅花状和鼓包状绕组变相现象。
变压器线圈受到的轴向力可使线段与线匝在竖直方向弯曲, 压缩线段间垫块, 并部分的传递到铁轭, 意图使其离开芯柱。通常, 最大的弯曲力产生在位于线圈端部的线段上, 而最大的压缩力则出现于线圈高度中心的垫块上。
如果变压器在运行过程中遭受突发性短路故障电流冲击时, 每个线圈都将受到强大的径向力与轴向力的共同作用。变压器绕组初始故障的变现形式大多表现为内绕组出现的变形, 尤其是对自耦变压器, 发生鼓包, 扭曲和移位等不可恢复的变形现象, 其发展的典型形式是绝缘被破坏, 随后出现饼间击穿, 匝间短路和主绝缘段放电或完全击穿。
4 变压器绕组损害的检测方法
变压器绕组发生局部机械变形后, 其内部电感、电容等分布参数必然发生相对变化。最初使用的绕组变形诊断方法是集中参数检测法, 它是通过测量绕组的电感即漏抗、短路阻抗等集中电气参数的变化来判断变压器绕组是否发生了变形的。
近年来国内外大量的研究都利用网络分析技术, 通过测量变压器中各个绕组的传递函数H (jω) , 并对测试结果进行纵向和横向 (三相之间) 比较, 可灵敏有效的诊断绕组的扭曲, 鼓包和移位等变形现象。可利用现代网络分析技术, 通过测量传递函数H (jω) 来判断变压器绕组变形的方法, 可以分为低压脉冲法 (简称LVI) 和频率响应法 (简称FRA) 两种。
4.1 脉冲法
其原理是变压器的一端对地加入标准信号, 同时用数字化设备测量绕组两端的对地数字信号强度:VO (t) 和Vi (t) , 并进行相应的计算和处理, 最终得到h (t) 和H (jω) 即变压器绕组的传递函数。
4.2 频率响应分析法
频率响应分析法的方法就是在变压器的两端输入不同频率的波VS, 用数字化的测量设备记录输入的信号的波形函数:Vi (n) 和VO (n) , 对数据进行计算和处理后得到不同频率的传输特性H (n) 。
电力传输系统中的变压器的传输函数主要取决于其内部的电感和电容的分布情况。我们可以选用频率在10KHz~1MHz的的信号进行扫描测量, 选取500以上的线性分布扫描点进行分析和记录将会有较好的效果。
由于频率响应法主要是建立在变压器的绕组线圈对不同的频率信号的反映不同的基础上的, 由此而绘制出变压器的频率响应特征图, 就要求测量测试系统具有极高的精确的和稳定性, 并具有一些专业的专门的诊断功能才行。目前已投入使用的测试系统中, 大都采用进口的高性能硬件来保证线路的可靠性和稳定性, 采用先进的数字技术进行处理, 测试系统本身具备较好的抗干扰能力和较高的精确度。
5 绕组线圈损害的诊断方法
频率响应分析法来诊断变压器绕组线圈变形的主要原理是利用变压器变形的线圈对不同频率的输入信号有不同的响应的基础上的, 若一台变压器在突发性事故短路后测的的频率响应特性结论和事故前的频率响应特性情况一致, 则表明本次故障并没有对电路线圈产生损害。
这是一种检测和判断变压器的新方法, 在国内也已经开展了几年了, 得到了各方面的重视, 但目前仍处于经验积累的阶段, 在实际应用中还存在一些问题。还有由于测试所用接线电缆为专用的电缆, 设计时对其电气参数考虑较充分, 但在实际应用中电缆和其接头牢固程度不足, 导致测试结果重复性不好, 需要反复测试。这些实际应用中发现的不足若能进一步改进, 将能使变压器绕组变形测试技术变得更完美的应用, 使它发挥更大的作用。
摘要：本文阐述了变压器绕组因损伤后产生了形变以后的危害, 产生形变的特点及其原因特点。本文主要是介绍响应频率分析法的判断途径和应该避免的问题。根据频响特性曲线的不同情况可以判断损伤的严重性, 但检测时应该注意细节分析和比较, 否则将判断失误。