绕组温度（共6篇）
绕组温度 篇1
0前言
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:
undefined (7)
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
[2]计量测试技术手册第3卷温度[M].中国计量出版社
电力变压器绕组温度计的校验 篇2
关键词：变压器,绕组温度计,校验
电力变压器内部的很多物理和化学变化 (如局部放电和局部过热等) 都会引起变压器的温度参数发生变化, 使变压器出现不同于正常运行的温升轨迹。根据“6°法则”变压器的老化率与温度的关系是在基准温度的基础上, 温度每上升6℃老化率增加1倍, 即变压器寿命降低一半, 温度每下降6℃变压器寿命可延长1倍。对变压器而言, 绕组温度对绝缘材料的老化起决定作用, 因此准确地测量变压器绕组温度就显得尤为重要。现以某电厂主变绕组温度计为例, 对变压器绕组温度计的校验方法进行一些介绍和探讨。
1 绕组温度计工作原理简述
绕组温度计采是用热模拟技术原理, 即利用变压器的顶层油温叠加上变压器绕组对变压器油温差值的方法, 间接地测量出变压器绕组温度值。根据GB/T15164—1994《油浸式电力变压器负载导则》如下。
式中Tc为变压器绕组温度;To为变压器顶层油温;△Two为变压器的铜油温差;H一热点系数。
To可由绕·组测温装置在变压器顶层直接测得, 热点系数可从国家标准中查到, 因此只需测知Two就可得到Tc。从电流互感器取得的与变压器负载电流成正比的电流Ip与铜油温差Two之间的关系在变压器厂家资料及JB/T8450—2005《变压器绕组温度计》中均可查到。某电厂主变绕组温度计采用AKM35系列 (配44677型匹配器、48450电源模块) 绕组温度计, 主要由三部分组成:由温包、测量波纹管及连接二者的毛细管组成反映变压器顶层油温的测量部分;由电流匹配器及电热元件组成的反映绕组负载电流变化的热模拟部分;能把指示温度转变为标准4mA-20mA远传信号的温度转换器。在测量系统中的温包内充满体积随温度变化的液体, 变压器顶层油温的变化导致测量波纹管的位移量变化。除此之外, 绕组温度计中由电流互感器取得与负载成正比的电流Ip, 经电流匹配器转换为加热电流Is后, 经过电热元件产生附加热量, 该热量通过测量波纹管能产生相对应的附加位移量, 波纹管的位移量经机械放大后, 带动仪表指针机构, 使测温装置间接测量并指示变压器绕组的温度。
2 绕组温度计的校验
2.1 绕组温度计不加温度补偿电流的校验
按照JJG3 l0—2002《压力式温度计》的相关要求、规定开展检验工作, 在检验过程中应注意以下几点。
(1) 校验过程中绕组温度表应垂直放置。
(2) 油槽在达到检定点温度时, 应保持在检定点温度恒温15min后才能读取温度值。
(3) 整定触点开关时应缓慢转动刻度圈的转轴, (刻度圈转轴切不可朝反方向转动, 否则会改变仪表的示值精度) 使仪表指针在表盘上向较高数值方向移动, 核对当触点动作使指针的读数。
(4) 在仪表的主刻度温度值点应对绕组温度仪表内置温度转换器的输出电流应进行校准。
2.2 匹配器 (44677) 的调校
2.2.1 匹配器调校前必须做的技术数据准备工作
(1) 输入电流:Ip的确定:需要认真查阅变压器的厂家资料获得配用绕组温度计的套管式电流瓦感器的变比K, 再根据变压器运行的技术参数获得变压器的额定电流In, 即可计算匹配器的输人电流Ip:Ip=In/K (该电厂参数为:主变的运行档位在2挡, 查资料其In=775.18A, K=900/5, 故Ip=4.3lA) 。
(2) 输出电流Is的确定:查阅变压器出厂资料可得出变压器在额定负载下的铜油温差Two, 根据Two的值, 由绕组温度计说明书中的加热电流与温升曲线或表格即可查出Is值。 (该电厂参数为:变压器厂家提供的铜油温差值Two=10K, 通过查阅说明书中的温升曲线后得Is=0.72A)
(3) 匹配器加热电流输出接线端子的确定:计算Is/Ip, 然后根据Is/Ip的值, 查绕组温度计说明书中的匹配器技术参数表, 即可确定校验和运行中, 应接匹配器输小加热电流的接线端子。 (该电厂参数为:Is/Ip=16.7%, 查电流匹配器技术参数表后, 可确定匹配器44677的端子1和5接绕组温度计发热元件端子, 端子1和2接CT) 。
2.2.2 匹配器的调校方法
(1) 调校时, 在匹配器端子5及绕组温度计端子5之间串联交流电流表A1;在匹配器输入模拟交流电流回路中串接交流电流表A2。
(2) 在匹配器端子1和2间的模拟输入CT交流电流回路中, 输入Ip=4.31A的电流 (读电流表A2) 。
(3) 用内六角螺丝刀松开锁紧匹配器内分流器的螺丝, 调节分流器, 使电流表Al的读数为Is=0.72A。
(4) 锁紧匹配器内分流器的螺丝, 观察匹配器的输入输出电流是否正确。
2.3 附加测温装置的检验
经过分别对绕组温度计和匹配器的调校后, 使绕着温度计与匹配器连接完成并安装好仪表上盖后, 即可开展绕组温度计附加测温装置的检验工作。按照仪表在 (1/3—2/3) 量程范围内误差最小、测量最准的原则, 综合考虑变压器的实际运行工况, 在70℃的恒温油槽中对绕组温度计的附加测温装置进行检定比较合适。
首先将绕组的感温包置于70℃的恒温油槽中让它保持恒定不少于l5min后, 记录此时绕组温度计的指示值, 然后在匹配器的CT电流输入端施加电流Ip, 匹配器的输出电流Is使绕组温度计的发热元件开始T作, 保持该工作状态45min后, 再轻拍表壳后记录读数, 然后把这前后两次读数相减, 其差值意为绕组温度计测量出的铜油温差。该温差值与变压器在额定负载下的铜油温差Two的误差不得大于2℃, 如果大于2℃就必须重新调整匹配器的输出电流, 以满足精度测量精度的要求。
3 结语
电力变压器是电力系统的主要设备, 而变压器的绕组温度直接决定其使用寿命。由于用光纤传感器埋设在绕组靠近导线部分来直接测量绕组温度的方法, 其维护技术复杂、价格也很昂贵, 故目前在我国, 绕组温度计作为电力变压器的一种重要保护装置而得到广泛的应用。希望通过本文能对从事热工校验工作的同事们有所帮助, 共同提高工作水平。
参考文献
[1]AKM35序列绕组温度指示控制器使用说明书瑞典Qualitrol AKM公司.
[2]DFP一240000/500型变压器出厂文件特变电衡阳变压器有限公司.
[3]电力变压器运行规程DL/T572-95.
[4]压力式温度计检定规程JJG310—2002.
[5]变压器绕组温度计JB/T8450—2005.
绕组温度 篇3
1 绕组温度测量方法简介
目前, 绕组温度的测量方法可分为直接测量法、间接计算法和热模拟法三种。
1.1 直接测量法
直接测量法, 即在变压器绕组埋设感温元件, 埋设点越多测温越准确。已经在工程实践中得到应用的有光纤测温技术和激光测温技术。此种方法虽能快速响应绕组温度变化, 测温精度也较高, 但其产品制造技术复杂、价格昂贵、维护难度大, 因此未能推广应用。
1.2 间接计算法
间接计算法, 即根据假设的变压器热模型, 结合实践经验, 拟合绕组热点温度计算公式, 估算绕组热点温度。这是目前变压器绕组热点估算的经典方法, 该方法误差较大 (约为15%) , 不能准确反映绕组温升变化。
1.3 热模拟法
热模拟法, 目前工程实践中应用较广泛的绕组温度测量方法。其原理是基于绕组的发热与其通过电流平方的正比关系。变压器绕组浸在绝缘油中, 因此在油温的基础上再叠加一个通以变压器绕组二次电流的电热元件的温度即可间接测量变压器的绕组温度。即
其中Th为绕组温度, T0为主变顶层油温, TT为与主变负荷电流相关的温升, 通过电热元件的发热量反映到绕组温度计中, k为匹配系数, 小型变压器k取1.1, 大中型变压器k取1.3。
2 绕组温度计结构及工作原理
下面主要介绍利用热模拟法进行测温的绕组温度计工作原理。
2.1 Thyoda (兵田) 绕组温度计
兵田绕组温度计主要由感温元件、毛细管、弹性元件和冷却系统及相关非电量保护控制接点组成。
2.2 不同型号绕组温度计的比较
目前变电站中主变绕组温度计普遍采用BWR-04、AKM35等系列, 其原理与上述的Thyoda (兵田) 温度计原理类似。主要的不同点在于, BWR-04、AKM35绕组温度计的感温元件模块内未装设电热元件, 电热元件位于温度表盘内, 这种设计不是对感温探头直接加热, 而是对温度表内的波纹管进行加热, 这将使温升曲线与与变压器标准绕组温升曲线有较大偏差, 而且受环境温度影响较大。
而Thyoda (兵田) 温度计将电热元件与感温探头共同装设在感温元件内, 种方式将能使温升曲线与变压器标准温升曲线较大程度吻合, 也可减轻环境温度影响。
3 绕组温度计隐患分析
根据绕组温度计原理、结构特点及历史数据, 总结出绕组温度计应用中的隐患及处理方法。
3.1 电流匹配器故障
电流匹配器控制流入电热元件的电流大小, 使电热元件的发热量与绕组温升匹配, 选择合适的匹配器可准确反映绕组的实际运行工况, 是热模拟法温度计的核心元件。
若电流匹配器内的电位器断路或接触不良, 使其失去分流作用, 将导致主变套管CT二次电流全部流入电热元件, 使得绕组温度测量值过高, 可能导致误发主变跳闸信号。
3.2 温度显示异常
温度计的显示完全基于机械结构, 随着使用年限的增长, 弹性元件精度下降, 温度显示误差增大, 或者因感温探头、毛细管出现故障导致显示异常。
4 绕组温度测量方法改进设想
基于热模拟法的机械式绕组温度计仍存在一些不足:⑴电流匹配器故障将使绕组温度测量值异常, 甚至导致误发主变跳闸信号。⑵变压器发生瞬时大电流时, 附加电流不能在感温探头上迅速产生附加温升, 无法及时启动冷却系统。⑶温度指示及冷却系统的控制均基于机械结构, 受环境温度影响大, 弹性元件的精度严重影响测温准确性。
针对上述问题, 考虑设计利用电子模块采集相关电量信号计算、显示绕组温度的电子温度计。即在获取绕组温升时不再经过电流匹配器去加热电热元件, 而是直接采集主变套管CT二次电流值, 经过计算转换模块, 计算出绕组温升。
根据变压器绕组温升曲线, 再结合现场数据记录, 通过数学软件将可拟合出精度更高的温升曲线:
而铂电阻温度传感器的测量精度很高, 且抗干扰能力强, 利用它可得到准确的油温, 且便于计算模块使用。
则电子式绕组温度的测量系统框图可表达如下:
简化数据传输路径, 将使测温数据更可靠, 若所需电子元件精度及抗干扰性到达要求, 其测温精度将高于机械式温度计, 且电子模块能够快速响应绕组电流变化, 控制冷却系统及时投入。
5 结论
5.1热模拟法是目前广泛应用的绕组温度测量方法, 而目前使用的绕组温度计存在一些常见故障, 如:温度计表盘显示故障, 电流匹配器故障, 这将影响对变压器绕组温度进行的实时监测。
5.2考虑建立符合要求的新型绕组温升计算公式, 建立电子式温度测量系统, 通过采集套管电流和油温信号, 计算出绕组温度, 简化数据传输路径, 提高测量精度和测量可靠性, 保证主变正常运行。
摘要：变压器是电力系统的重要组成部分之一, 它的安全稳定运行是电网安全可靠的必备条件。而变压器的使用寿命取决于其各部件绝缘能力是否满足相关要求, 其中绕组绝缘能力就是关键一项。绕组温度超过其绝缘耐受强度将会加速绝缘老化, 影响变压器正常工作, 缩短变压器使用寿命, 因而测量、监控变压器绕组温度显得尤为重要。
关键词：变压器,绕组温度计,热模拟法,冷却系统,电子式温度计
参考文献
[1]梁薇.油浸式变压器绕组温度在线测量的研究[D].2004.
绕组温度 篇4
随着电机技术的发展, 屏蔽电动机的单机容量不断增大, 技术经济指标大大提高, 内部结构不断随产品需求优化更新。双屏蔽电机最大的结构特点为将电机内的定子绕组和转子与冷却介质隔离开, 分别设置了定子屏蔽套和转子屏蔽套[1]。屏蔽套的加入, 必然导致定子磁势增加, 磁化电流增大, 定子电流和定子绕组铜耗增加, 定子铁耗增加, 使功率因数和效率下降。在冷却条件一定的情况下, 内部损耗的增大会引起电机温升增加, 这并不利于电机长期高效旋转工作。本文针对大型双屏蔽感应电机, 分析计算了不同屏蔽套材料参数对电机绕组温度的影响, 为电机的设计和制造提供了技术支撑。
1 屏蔽套的特点
1.1 屏蔽套材料的选择
为保证电机的效率和工作性能, 必须减小屏蔽套的损耗, 首先应选择非导磁材料且电阻系数不宜过小[2], 因为电机定、转子产生的热量都要经屏蔽套传递到冷却介质, 故理论上导热系数越高, 越有利于热量的传递 (实际情况需具体分析) ;此外, 还应考虑高强度、耐腐蚀性好、有良好的延展性及焊接性能[3]。屏蔽套常用的材料为1Cr18Ni9Ti、SUS316L、IN-CONEL和HASTELLOY-C。本文选用电阻率较高、价格相对较低和导热性能良好的两种材料进行分析, 二者的主要参数如表1所示。
1.2 屏蔽套损耗的计算
常用的屏蔽套损耗计算公式是由法拉第电磁感应定律推导而得, 但只考虑了基波磁场产生的屏蔽套损耗, 没有考虑谐波磁场对损耗的影响, 本文考虑了基波和谐波磁场影响的屏蔽套损耗计算公式, 并做出以下假设:
(1) 屏蔽套磁密按正弦分布;
(2) 不计屏蔽套电抗的影响;
(3) 不考虑屏蔽套与铁芯接触的影响;
(4) 忽略屏蔽套端部的影响, 认为屏蔽套中电流按轴向流动。
对于定子屏蔽套, 产生损耗的谐波可以分为基波 (一次谐波) , 定子相带磁动势谐波、定子齿谐波以及转子齿谐波。额定工况下, 定子屏蔽套的总损耗为:
式中, Ks为基波损耗系数;, lef为铁芯的有效长度 (mm) , Dcan1为定子屏蔽套的平均直径 (mm) , f为频率 (Hz) , t1为定子屏蔽套厚度 (mm) , ρ为屏蔽套电阻率 (Ω·mm) , 第一项为基波屏蔽套损耗, 第二项为除转子齿谐波之外的谐波损耗, 第三项为转子各次齿谐波损耗, P为极对数;Bml、Bmv、Bmu分别为各次谐波的磁密幅值 (T) ;v为各次定子绕组相带磁动势谐波和定子齿谐波;u为转子各次齿谐波。
额定工况下, 转子屏蔽套的损耗为:
式中, , lef为铁芯的有效长度 (mm) , Dcan2为转子屏蔽套的平均直径 (mm) , f为频率 (Hz) ;t2为转子屏蔽套厚度 (mm) , ρ为屏蔽套电阻率 (Ω·mm) , 第一项为基波产生的损耗, 第二项为各次定子磁动势谐波包括定子相带磁动势谐波和定子齿谐波产生的损耗, P为极对数。
由于转子齿谐波相对转子屏蔽套转速约为零, 因此产生的损耗可以忽略不计。
2 数学模型
电机内的一次冷却水流动路径极为复杂, 水流量很大, 处于湍流状态, 为不可压缩流体[4]。根据流体力学与传热学原理, 建立了求解区域内三维流体场与温度场耦合计算模型, 其满足质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程。
质量守恒方程:
式中, t为时间 (s) ;ρ为冷却介质密度 (kg/m3) ;u、v和w分别为速度矢量u在x、y和z三个方向的速度分量。
动量守恒方程:
式中, u、v和w分别速度矢量u在x、y和z三个方向的速度分量;t为时间 (s) ;ρ为密度 (kg/m3) ;μ为黏性系数;p为流体微元体的压力 (Pa) ;Su、Sv、Sw为广义源项。
能量守恒方程:
式中, ρ为密度 (kg/m3) ;T为温度 (℃) ;u为速度矢量;cρ为比热容 (J/ (kg·℃) ) ;k为传热系数 (W/ (m·℃) ) ;ST为流体机械能转换为热能。
3 模型计算与分析
3.1 计算模型
本文研究的双屏蔽电机为立式鼠笼三相四极异步屏蔽电动机, 同步转速为1 500 r/min, 频率为50 Hz, 绕组绝缘等级为N级/200℃。
根据电机结构对称的特点, 选取整机轴向1/8作为计算域的物理模型, 如图1所示。电机为双水冷冷却系统, 外部夹套二次冷却水从上部流入、下部流出;一次冷却水由电机下部流入, 流经下导轴承、定转子屏蔽套间隙和上导轴承等部件, 逐级带走电机热量, 最终进入集流腔, 从机壳法兰上出口流出, 水路图如图2所示。
3.2 边界条件
本文建立模型的边界条件如下:
(1) 本文计算域内机座下一次水入口及机壳夹套上部二次水入口均为速度入口边界条件, 设为压力出口边界;
(2) 电机内的各部分损耗及热源强度均按照实际计算赋值到各个体中[5], 假设每个体中热源按照体积均匀分布, 相邻体之间无接触热阻存在;
(3) 本模型中端部绕组采用渐开线型实际几何结构, 左右两侧边界面线棒截面采用周期性边界连接, 所有内部流体与壁面交界处均为内部耦合对流边界, 机壳及夹套外表面为自然对流边界条件。
3.3 计算结果分析
本文采用有限体积法对电机内温度场进行数值求解, 选用剪切应力传输 (SST) k-ω两方程湍流模型来描述, 获得收敛解。基于上述模型和求解设定条件, 得到电机额定运行时的定子绕组温度分布情况, 具体如图3、图4所示。
通过计算, 得到屏蔽套材料为HASTELLOY-C时, 定子绕组最高温度为187.3℃;材料为1Cr18Ni9Ti时, 定子绕组最高温度为192.7℃。两种材料所对应的定子绕组温度分布特征基本相同, 上部绕组端部温度要高于下部, 且屏蔽套材料为HASTELLOY-C时, 电机定子绕组的整体温度分布也要低于屏蔽套材料为1Cr18Ni9Ti时。从表2可以看出, 屏蔽套材料为HASTELLOY-C时, 电机定子绕组的最高温度较低, 更满足设计要求。
4 结语
本文针对屏蔽电机固体和流动区域的结构特征, 建立了1/8的周期性三维计算模型, 依据流体动力学控制方程和传热方程进行了分析计算。这里分别计算了两种不同材料的屏蔽套对电机定子绕组温度的影响, 给出了绕组的最高温度。
以上分析表明:屏蔽套电阻率的大小与产生的屏蔽套损耗成反比, 电阻率越小损耗越大, 电机的温度随之越高;屏蔽套材料参数中, 电阻率的大小对定子绕组温度影响较大;而导热率没有明显的影响;虽然材料1Cr18Ni9Ti价格较为低廉, 但考虑到双屏蔽电机服役环境较为严苛, 定子绕组温度不宜过高, 选择HASTELLOY-C作为屏蔽套材料更为合适。
参考文献
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[2]王雨诗, 姚振强, 沈洪.核反应堆冷却泵屏蔽式感应电机屏蔽套涡流损耗分析与计算[J].机械设计与研究, 2014, 30 (1) :138-143.
[3]宋艳文, 林艳江.屏蔽电动机屏蔽套的设计特点及常见问题的预防措施[J].防爆电机, 2002 (1) :16-18.
[4]丁树业, 孟繁东, 葛云中.核主泵屏蔽电机温度场研究[J].中国电机工程学报, 2012, 32 (36) :149-155.
绕组温度 篇5
油浸式电力变压器作为电力系统中昂贵且不易更换的设备,一旦发生故障将给电力系统的安全可靠和运行费用带来严重的损失。变压器内部热特性行为是衡量变压器内绝缘老化和寿命预测的重要因数。研究变压器内部绕组温度分布,正确监视其分布特性是保证变压器高效可靠运行的关键[1,2,3,4,5]。
现有的内部热特性分析方法主要集中在变压器内部顶层油温和绕组的热点温度估算[6,7,8,9,10]。工程上广泛应用的ANSI/IEEE C57.91顶层油温升导则[11,12,13,14],采用一阶导数模型计算顶层油温对环境温度的温升,得到变压器的稳态温度。通过考虑环境温度变化对顶油温度的影响,Lesieutre对IEEE顶油温度模型加以改进[15]。Swift等人基于传热学,引入集总热容和非线性热阻,通过热电类比的方法得到了计算变压器顶层油温的微分方程,并对绕组热点温度进行了预测[16,17,18]。为了消除这些预测方法的误差,Qing等人运用神经网络对微分方程的参数进行估计[19,20],但是这类计算方法的精度依赖于参数是否符合变压器的实际运行情况。
有限体积法FVM(Finite Volume Method),目前被认为是流动与传热问题数值计算的常用方法[21,22],广泛应用于金属锻造、船舶粘性流场计算、泥流数值模拟等领域。其将计算区域划分成一系列控制体积,通过将守恒性的控制方程对控制体积积分导出离散方程,求解这些方程从而得到数值解。鉴于以上问题,考虑到油浸式电力变压器的复杂流体(变压器油)-固体(绕组与铁心等产热部件)耦合结构,求解变压器内部温度分布实质上是研究油流与绕组及油箱等部件之间的流动换热问题。提出通过FVM求解一组热量传导方程,得到变压器的内部温度场。采用基于FVM的FLUENT软件,结合100 k V·A/5 k V的试验变压器的物性参数、边界条件以及初始条件等交互输入,仿真计算绕组温度分布。仿真计算结果与该试验变压器在不同负载条件下的实测温度数据进行对比验证,显示了较好的一致性。
1 FVM在流场计算中的应用
1.1 FVM原理
FVM的基本思路是:用网格将计算区域划分为有限个不重复的控制体积,然后将待解的微分方程对每个控制体积积分得出结果。图1为计算区域网格和节点的划分形式。FVM中,系统内部流体的对流换热过程受流体质量、动量和能量守恒定律共同支配,其内部温度场和流场的通用控制方程如下[21]:
其中,φ代表某一个变量;Γφ、Sφ分别为对应特定变量的扩散系数项和广义源项;ρ为流体密度;U为流体运动速度矢量;div(·)、grad(·)分别为对应特定变量的散度和梯度。上式4项分别代表时间项、对流项、扩散项和源项。
为求出控制体积的积分,必须先假定因变量在网格点之间的变化规律,即假定因变量的分段分布剖面。FVM的基本思想易于理解,并能得出直接的物理解释。FVM实际上是流体力学中用微元体概念推导微分方程的逆过程,网格就相当于放大的微元体。离散方程的物理意义就是因变量在有限大小的控制体积中的守恒原理,如同微分方程表示因变量在无限小的控制体积中守恒原理。FVM的基本流程如图2所示。
1.2 分离求解过程
FVM是将控制流动传热的非线性偏微分方程,通过求解其映射在网格单元上的线性方程组,得出所有网格控制点上流场变量值,即整个系统流场的解。针对系统流体的不可压特性,可以采用基于压力耦合方程的半隐式解算法(SIMPLE)对控制方程分离求解。通过不断地“猜测与修正”,对动量方程离散求解,其求解步骤如下。
a.给定压力场,解试探速度场;给定初始试探压力场p0,对动量方程进行离散求解,得出初始速度场U0。
b.修正压力场,解压力修正值;通过修正压力场,令pm为压力修正值,使得与之相对应的速度场能满足此迭代层的连续性方程,将动量方程的离散形式所规定的压力速度关系代入离散的连续性方程,得到压力修正方程,解出速度修正值Um。
c.根据修正后的压力场p=p0+pm,解速度场U=U0+Um。并判断压力场收敛条件是否满足,若满足则终止,否则跳回步骤a继续进行运算。
2 基于FVM的油浸式电力变压器绕组温度仿真计算
求解变压器内部温度分布实质上是研究油流与绕组及油箱等部件之间的流动换热问题。可以通过基于FVM的FLUENT软件,结合油浸式变压器的具体物性参数、边界条件以及初始条件等交互输入,求解一系列固体-流体耦合的对流换热控制方程,从而求得油浸式变压器绕组温度分布。
2.1 控制方程
油浸式电力变压器内部的热量传递包含传导与对流(忽略热辐射)。变压器热源在单位时间、单位体积内恒定产热,稳态时内部产热和散热达到平衡,变压器内部各点温度以及油流速度不再随时间变化。令外界环境温度恒定(287 K),对流换热过程受流体质量、动量和能量守恒定律共同支配,其内部温度场和流场的通用控制方程如式(1)所示。
考虑到温升试验平台的油浸式变压器结构上的对称性,将其简化为二维模型,因此动量方程只考虑笛卡尔坐标系中的x方向与y方向的作用,具体控制方程各参量见表1(表中,u、v代表速度矢量U分别在x、y方向上的分量;SMx和SMy为动量源项;p为压力;μ和λ分别为流体的运动粘滞度和导热系数;Φ、ST分别系耗散函数和内热源,都是能量方程的源项)。
2.2 边界条件
油浸式电力变压器内部的产热散热过程,可以表示为固体(绕组)所产热量经由流体(热油)循环对流,再由变压器外箱壁与空气对流换热达到平衡。变压器广义流体-固体耦合系统的非齐次边界条件为
其中,λ1、λ2分别为固体与流体的热传导系数;T为关于空间变量(x,y)与时间变量t的函数(如T≡F(x,y,t));F(x,y)为系统热传导过程的初始函数,边界函数f1(x,y,t)为系统固体的产热q;f2(x,y,t)为流体等与外界的对流换热α(T-Tα),α为换热系数;p=p0为初始时刻的微元所受压强。
2.3 参数设定
考虑到试验变压器的流体-固体耦合结构,将其划分为高压绕组、低压绕组、套筒、铁心以及各固体结构与箱体之间的油流5个区域。同时考虑到变压器油流的各物性参数会随着温度变化,需要拟合各参数关于温度变化的函数,作为用户自定义函数(UDF)输入。固体(即绕组铁心等部件)与流体(即变压器油)的具体物性参数分别如表2和表3所示。
确定系统各边界函数后,根据第1.2节FVM的分离求解过程,对(x,y)方向的动量方程进行离散;然后针对压力速度实施改进校正,结合变压器各部分的边界条件与温升试验平台变压器的具体物性参数作为FLUENT的交互输入,求得微分方程的解T≡F(x,y,t);从而得到系统内部温度场与绕组温度分布。
3 仿真计算与实验结果分析
为了验证本文采用的FVM数值模型能够有效计算变压器内部绕组和油区域的温度分布,在实验室搭建的100 k V·A/5 k V的油浸式变压器试验测温平台上,对变压器内部温度实行多点测量与监测。试验变压器额定高压电流为20 A,额定低压电流为250 A,试验时,将低压输出端短路,通过改变高压端的输入电流,模拟各种不同负载。短路温升试验由开始加压一直到温升达到稳定,期间每隔15 min记录一次温度。为了提高测量温度的精确度,选用光纤光栅温度传感器与热电偶结合的方式对温度进行实时监测,光纤传感器测量精度±0.1℃。
测温平台前期的大量试验表明,不同负载下,变压器系统内部温升发展后期直至稳态,其温度较高区域均分布在绕组纵向的上半部分。因此,在高压绕组纵向上半部分每个线饼之间平行布置3个传感器,下半部分每个线饼之间的中轴线上布置温度传感器,用以记录高压绕组纵向各点的温度以及可能出现的绕组热点温度。
3.1 变压器内部温度场
图3~5分别描述了变压器在欠负载(负载系数k=0.9 p.u.)、额定负载(k=1.0 p.u.)和过负载(k=1.1p.u.)情况下的温升发展过程,以温度云图表示。其中,a、b、c分别表示变压器经过1 h、3 h和5 h后的温度分布云图;S0、S1、S2、S3分别表示4个易测点的温度传感器。温度云图的颜色梯度,表征各情况下温度最大值与最小值之间的相对温度。
由图3中a处可发现,在负载系数较小情况下,加热1 h后变压器油的区域温升较缓慢,温度较低。相对于油温,绕组温度升高较快,这是由于自然油循环冷却的变压器由室温冷启动(负载从0开始)时,变压器油区域中不存在热源,而且变压器油在低温状态下粘滞度较大,来不及与绕组等发热区域发生热量交换或者交换很少,绕组产生的热量迅速提高自身温度,明显高于铁心和油的区域。由图3中b处可以看出,3 h后变压器油的区域温度缓慢升高,绕组顶部附近区域与底部区域的油温呈现明显梯度,这是由于随着绕组温度的继续升高,变压器内部出现热势,顶部油温较高,底部油温较低,这种热度不均产生的热浮力和重力驱动油流上下循环流动,将热量不断散发到油箱壁,同时观察到绕组顶部油区域存在涡流现象。如图3中c处所示,经过5 h后,变压器内部温度趋于平衡,温升达到稳态,绕组温度分布呈现明显梯度,温度最高点(热点温度)相对于环境温度的温升约为50 K。
图4和图5描述的变压器内部温度分布随时间的发展过程与图3基本一致,经过3 h后顶部热油区域出现涡流,这是由于不同油流在热浮力驱动下交汇于油箱散热管顶部出口附近,试验变压器特殊的尺寸结构提供了涡流的发展空间,一部分油流进入散热器,一部分紧靠着油箱壁流向底部,底部高速油流挤压周围油运动,循环的油流将绕组铁心的热量传递到箱壁及外界环境,直到热量平衡。
同时可以发现,铁心产热受磁滞回线饱和影响,其温升较绕组温升要低,但是并不明显,这是因为文中计算模型为节约计算成本及时间,将铁心简化为各项同性的产热源,忽略了铁心不同方向上的热导和热传递系数,如需精确预测铁心温度分布,将来的工作中需要考虑铁心材料的各项异性。
3.2 变压器绕组温度分布
图6为变压器高压绕组在不同负载系数(k取0.9、1.0和1.1)下的纵向温度分布(图中,hw为绕组高度,T为纵向温度)。可见,变压器绕组纵向温度分布在欠负载、额定负载和过负载下皆具有较强的规律性,随着绕组高度的增加,温度呈现非线性增长趋势,符合实际变压器内部热量因热浮力和重力驱动自然对流的温度从上向下的梯度分布规律。顶部温度较高,与底部温度相差分别为25 K、30 K和40 K。
由于变压器内部各部分的产热率、热传递系数和对流换热系数差异以及复杂的流体-固体耦合结构引起的油流局部停滞等因素,导致变压器内部温度的分布并不是从上向下的线性分布,也不是由某个产热部分如高压、低压绕组的中心向外部辐射的梯度分布,而是呈现出局部出现热区域、总体由上向下的梯度分布。出现的局域热区域,其温度较高,油流流速较小,温度较低的区域(如绕组底部)油流流速较大,流速较大的油流挤压周围的油运动,低流速的油流填充高流速油的空缺,从而产生循环流动,将热量从绕组及铁心表面传递到油箱内壁面,再经由油箱壁面及散热器与外界空气的对流换热带走,直至稳态,完成热量的循环传递过程。
由图6还可以得到,在欠负载、额定负载以及过负载情况下,温度最大值分别出现在绕组高度约80%、84%和88%处。可以认为,变压器内部绕组的局域热点区域分布在纵向80%~88%处,对应于模拟试验变压器绕组线饼的第32~34饼之间(高压绕组外形尺寸为:内径230 mm,外径310 mm,高470 mm,线长530 m,线规1.5 mm×4 mm,连续式,39饼,16匝/饼,饼间间距6 mm),与实际结果基本一致。
此外,表4比较了变压器内部易测点的实测温度与数值模型计算结果,S0与S1分别测量高压绕组顶部与底部的温度,S2、S3测量低压绕组的顶部温度与底部温度,通过对比发现,基于FVM数值模型的计算结果与实测结果符合得较好,最大误差为4.4℃,平均相对误差为5.8%。预测结果相比实测结果偏保守,这是由于在FVM数值模型控制方程中,对铁心的简化影响了源项的定义,从而导致计算结果普遍低于实测结果。
4 结语
针对变压器内部产热散热过程,结合其温度场和流场的边界条件,采用FVM求解一类自然油循环的电力变压器内部温度场,建立了FVM数值模型,利用FLUENT求解一系列固体-流体耦合的对流换热控制方程,仿真计算绕组温度分布,得出以下结论。
a.油浸式变压器在欠负载、额定负载以及过负载情况下,其内部温度分布随时间的发展过程具有相似性,冷启动状态下,绕组温升较快,油温上升缓慢,随着绕组温度的继续升高,热浮力与重力驱动油流循环流动,绕组顶部区域出现涡流,一定时间后,温度分布基本不再变化,散热达到平衡。
b.高压绕组温度沿纵向非线性增加,呈现局部出现热区域,温度总体由上向下梯度分布,变压器内部绕组的局域热点区域分布在纵向80%~88%处,对应于模拟试验变压器绕组线饼的第32~34饼之间,与实验室100 k V·A/5 k V温升用变压器试验结果相比,具有平均相对误差5.8%的精度。
摘要：针对变压器内部产热散热的对流换热过程,并考虑到变压器内部系统的非齐次性,采用有限体积法(FVM)将支配流动与传热的控制偏微分方程对微小控制体积积分,构造一组离散的控制方程,结合系统的初始条件和边界条件,求解一类自然油循环电力变压器温度场,仿真计算绕组温度分布。并与实验室温升用试验变压器不同条件下的实测数据进行对比验证,结果表明基于FVM的计算方法具有平均相对误差5.8%的精度,能较好地计算变压器绕组温度分布。
绕组温度 篇6
1 空调风扇电机在非正常工作时所产生的影响
非正常工作试验是空调产品型式试验中一个重要的安全检验项目。空调电机主要功能是通过带动风扇 (图1和图2) 给运行的冷凝器降温, 该电机在运行过程中不但产生动能, 同时也产生热能, 特别是当电机处于非正常工作状态时, 比如遇到外界因素的干扰, 当有硬物阻挡了风扇的运转, 或是起动电容损坏等, 都会使电机不能够转动, 此时电机无法产生动能, 但通过电机绕组的电流并未减小, 这部分电能全部用于产生热能, 由于电机结构较为封闭, 热量无法及时散出, 电机绕组的温度和电机内部温度不断升高, 当升高到一个指标时, 绕组线圈外部绝缘漆融化, 此时很有可能造成电机损毁, 甚至燃烧, 导致空调电路短路、引起火灾或人体触电等危险。目前大多数电机都配有温度保护装置, 有的是阻抗保护装置, 但是否符合国家标准, 仍需要通过试验来验证。
2 正确计算空调风扇电机在非正常工作试验中的绕组温度
通常情况下, 绕组大部分使用的是铜材料, 金属铜导体的阻值变化影响其产生的热量, 即温度与阻值的变化在一定温度范围内基本成正比例关系:
式中, R0是0℃时金属导体的电阻;α为该金属导体的电阻温度系数。
这也是为什么我们使用电阻法来测量绕组温度的原因, 通过这个正比例的依据所得到的温度值相对更为准确。基于此, 国家标准给出了绕组温度计算公式:
t= (R2/R1) (k+t1) -k
式中, R1为试验开始时的电阻;R2为试验结束时的电阻;k对铜绕组为234.5;t1为试验开始时的室温。只要确定了R1、R2和t1的值, 则绕组在非正常工作最终的温度t便可计算出。
一般情况下测量绕组冷态电阻 (即试验开始时的电阻) R1、初始温度 (即试验开始时的温度) t1都很方便, 使用微电阻测量仪和温度测量仪就可以完成, 但是测量绕组热态电阻 (即试验结束时的电阻) R2就比较繁琐。有的试验人员在断开电源后将直接测量的绕组阻值作为热态电阻R2是不正确的。
这是由于非正常工作模拟的是风扇故障时的状态, 此时风扇电机内温度较高, 有的甚至达到150℃甚至更高, 而周围环境的温度相比较低, 大约为23.0℃, 虽然试验室内无明显空气对流, 但绕组温度仍会受环境温度较大影响, 热量难以保持, 绕阻温度迅速下降, 试验人员在风扇温度稳定或温度保护装置动作后切断电源到测量阻值的过程中有一个时间差, 其间约有2～5 s的时间, 这段时间内是绕组温度下降最快的阶段, 也是绕组温度变化最快的阶段。此时所测量的绕组阻值实际是断开电源2～5 s后绕组的阻值, 并不能代表或反映绕组断开电源瞬间时R2的阻值。此外, 由于风扇的结构和风扇内电机的结构呈不规则性, 较为封闭的绕组结构使得绕组温度或阻值的变化与时间不会成为一次函数的反比例关系, 而是成反抛物线形势下降, 这给我们推测绕组断开时阻值的具体数值带来了不便, 但根据国家标准通过作图法推算热态电阻R2, 我们可以得到相对其他测试方法更为准确的数据, 此数据也应该是离真值最为接近的数据。
3 举例计算空调风扇电机非正常工作时的绕组温度
下面是试验人员在测试过程中做所做的测量和计算。
在测量冷态电阻之前, 该空调已经在试验室内放置了24 h, 其目的是使得风扇内电机绕组的温度与环境温度一样, 此时的绕组初始温度t1为23.1℃, 冷态绕组的阻值R1是435.12Ω, 将风扇的起动电容断路, 以额定电压220 V供电, 此电机中有温度保护装置。当温度保护装置动作时, 即是电源断开时, 从断开电源到开始测量时间差为3 s, 迅速在3.5 s时测量此时绕组的阻值, 共测得16个数据, 如表1所示, 测量的数据越多, 绘图的准确性越高, 对图的分析和变化趋势越精确, 每个数据相距的时间间隔为0.5 s, 随后利用计算机进行作图 (图3) 和分析如下:
0点为电源断开瞬间, 按照该曲线的变化趋势反向延伸, 并与纵轴相交, 此点的电阻阻值为641.20Ω, 这就是热态绕组R2的值。根据国家标准给出的公式t= (R2/R1) (k+t1) -k, 代入以上数据, 计算出此时的绕组热态温度为145℃。
可以看出, 这个曲线并非为一条一次函数的曲线, 因为测试中包含了多个因素的影响, 有电机绕组的结构、环境温度、空气对流、绕组内部温度不均匀、热量散发不均匀、人员因素、测试仪器及计算误差等, 但由于断开电源到开始测量这段时间差较短, 且温度在绕组内部大致是平衡状态, 因此这些因素基本可以通过描绘的该曲线变化的趋势模糊处理, 而绘图所得到的绕组断开时的阻值却应该是相对准确的。
4 结语
介于以上因素的影响, 我们还需要对绕组温度的测量值作不确定度分析, 这里还包含了测试位置、仪器误差、时间间隔以及测试线电阻等因素, 通过计算, 最终可以得到一个更为精确的绕组温度范围, 这个温度范围即是对判定空调风扇电机产品非正常工作绕组温度项目是否符合国家标准更为科学和准确的依据。
摘要：系统论述了空调风扇电机在非正常工作中绕组温度测量时可能出现的问题, 通过举例给出了较为科学及准确的测试和计算方法。
关键词：非正常工作,绕组,阻值,温度,时间
参考文献
[1]GB4706.32—2004 家用和类似用途电器的安全热泵、空调器和除湿机的特殊要求