三绕组变压器

三绕组变压器（通用7篇）

三绕组变压器 篇1

0 引言

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

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。 (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

[1]熊信银,张步涵.电力系统工程基础[M].武汉:华北科技大学出版社,2003:134-135.

[2]路长柏.电力变压器理论与计算[M].沈阳:辽宁科学技术出版社,2007:280-284.

[3]李晓松,胡贵,陈乔夫.基于“场-路耦合”分析的超导变压器绕组环流计算[J].电气应用,2006,25(10):22.

[4]阎照文.ANSYS10.0工程电磁分析技术与实例[M].北京:中国水利水电出版社,2006:429-476.

[5]朱维璐,贾永江,杜深慧.电力变压器绕组短路轴向稳定性分析[J].变压器,2009,46(9):17-19.

三绕组变压器 篇2

1 三绕组变压器有功功率损耗及其与补偿容量的关系

高压侧输入功率、中压与低压侧输出功率的三绕组变压器等值电路如图1所示 (忽略变压器励磁电流的影响) 。

变压器运行时功率损耗包括铁损与铜损, 其中铁损为不变损耗, 而铜损随负荷电流的大小而变化, 即与负荷电流的平方成正比变化。因此, 在计算经济补偿点时只考虑铜损的变化, 而不考虑铁损的影响。

当不考虑变压器功率损耗时, 三绕组变压器各侧绕组的功率关系为

P1=P2+P3 (1)

Q1=Q2+Q3-QC (2)

式中: P1、P2、P3分别为变压器各侧有功功率;Q1、Q2、Q3、QC分别为变压器各侧无功功率及补偿电容器无功功率。

变压器在运行中存在着功率损耗, 其有功功率损耗表达式为

P=P0+I12R1+I22R2+I32R3 (3)

式中: P0为变压器空载有功功率损耗;R1、R2、R3分别为变压器各侧绕组电阻;I1、I2、I3分别为补偿后变压器各侧电流。

在图1中, 如果将电容器补偿容量QC由零逐步增加, 则补偿侧与电源侧的功率因数都将逐步提高, 电流I1、I3逐步降低, 如忽略功率因数提高造成变压器各侧电压相对升高的因素, 电流I2则不发生变化。因此在调整补偿电容容量的过程中, 变压器空载有功功率损耗P0及I22R2不发生变化, 功率损耗I12R1、I32R3随I1、I3降低而减小, 变压器有功功率损耗P逐步减少。由式 (3) 可得无功补偿后三绕组变压器有功功率损耗减少量ΔP为

ΔP=ΔP1+ΔP3=R1 (I1′2-I12) +R3 (I3′2-I32) (4)

式中:ΔP1、ΔP3分别为变压器经补偿后电源侧、补偿侧有功功率损耗的减少量;I1′、I1分别为补偿前、补偿后电源侧电流;I3′、I3分别为补偿前、补偿后补偿侧电流。

当补偿容量QC与补偿侧无功功率Q3相等, 即QC= Q3时, 补偿侧功率因数为1, 有功功率损耗最小, 有功功率损耗减少量ΔP3最大;当QC>Q3时, 补偿侧为过补偿, 随补偿容量QC的增大, 功率因数由1开始下降, 则I3随之增大, ΔP3又逐步减少, 而电源侧随补偿容量QC的增加, 功率因数增大, I1减小, ΔP1增加;当QC<Q3时, ΔP1、ΔP3均随QC的增大而增加。

2 三绕组变压器无功功率最佳补偿容量

由上述分析可知, QC<Q3时, ΔP1、ΔP3均未达到最大值;QC=Q3时, ΔP3达到最大;在QC>Q3后, 随QC增大ΔP3减少。当变压器有功功率损耗减少量ΔP时的QC值即为最佳补偿容量。

将三相电路的基本关系式以及式 (2) 代入式 (4) 得:

$\text{Δ}{\rm P}=\frac{R{}_1}{3U{}_1{}^2}[(Q{}_2+Q{}_3){}^2-(Q{}_2+Q{}_3-Q{}_C){}^2]+\frac{R{}_3}{3U{}_3{}^2}[Q{}_3{}^2-(Q{}_3-Q{}_C){}^2](5)$

对式 (5) 求一阶导数, 可得

$\frac{d\text{Δ}{\rm P}}{dQ{}_C}=2Q{}_2+4Q{}_3-4Q{}_C$

设无功补偿造成变压器有功功率损耗的减少量达到最大, 即令$\frac{d\text{Δ}{\rm P}}{dQ{}_C}=0$, 可得:

$Q{}_C=\frac{1}{2}Q{}_2+Q{}_3(6)$

式 (6) 就是三绕组变压器经济补偿点的计算公式, 即当补偿容量$Q{}_C=\frac{1}{2}Q{}_2+Q{}_3$时, 变压器运行可获得最大的经济效益。

3 实例分析

某降压变电站主变压器为SFSZF7—10000/110型三绕组变压器, 高压、中压、低压三个绕组的容量比为1:1:1, 额定电压分别为110 kV、38.5 kV、11 kV, 额定电流分别为52.5 A、150 A、525 A, 绕组电阻分别为3.671 Ω、0.432 Ω、0.050 3 Ω, 低压侧装设补偿电容, 容量QC=3 500 kvar。已知某一阶段该变电站负荷:P1=5 000 kW;P2=3 000 kW;P3=2 000 kW;Q1=3 500 kvar, Q2=2 000 kvar, Q3 =1 500 kvar。

将已知条件代入式 (6) 可计算得到该变压器最佳无功功率补偿容量为

$Q{}_C=\frac{1}{2}Q{}_2+Q{}_3=1000+1500=2500\text{k}\text{v}\text{a}\text{r}$

结合变压器的已知参数可计算出在不同QC容量下该变压器的有功功率损耗的减少值 (见表1) 。

表1说明, 补偿容量QC等于最佳补偿容量2 500 kvar时, 此主变压器的有功功率损耗减少值ΔP达到最大, 即变压器有功功率损耗最小, 运行最经济。

4 结束语

对三绕组变压器进行无功功率补偿, 针对变电站某一阶段负荷, 按本文推导出的计算公式 (6) 可以算出最佳无功功率补偿容量, 可使变压器有功功率损耗最小, 运行最经济, 对电网的节能降损有一定的实用意义。

摘要：推导了采用电容器进行无功功率补偿后、确定某一负荷时, 三绕组变压器经济运行的无功功率最佳补偿容量的公式。用实例验证了该公式的合理性, 说明对电网的节能降损有一定的实用意义。

关键词：补偿电容,三绕组变压器,节能降损,经济运行

参考文献

变压器短路绕组的查找 篇3

(1) 电流比判定法。向低压侧供电, 电流比减小不明显;向高压侧供电, 电流比明显减小, 则是高压绕组短路。若向高压侧供电, 电流比增大不明显;而向低压侧供电, 电流比明显增大, 则是低压绕组短路。

但需注意高、低压侧2次供电的电流读数最好差不多, 使电流表误差相同, 这样试验误差可减少到最低程度。

(2) 电阻判定法。同时测量高、低压绕组的直流电阻, 再与正常的高、低压绕组电阻相比较, 电阻明显减小的便是绕组短路。

(3) 冒烟观察法。在短路相任一侧供电, 使电压慢慢上升, 并从不同角度严密观察短路相, 发现冒烟时立即停电。因一般变压器绝缘筒里边是低压绕组, 外边是高压绕组。如烟从绝缘筒里边冒出来, 则是低压绕组短路;若烟从绝缘筒外边端部 (圆筒式绕组) 或外边绕组中间 (分段式绕组) 冒出来, 则是高压绕组短路。

若是高压绕组短路, 对于圆筒式和分段式绕组均可用手摸到发热的地方, 该发热的地方便是故障部位。另外, 分段式绕组还可以用手电筒照着逐段观察有无烧焦、变形、发黑的线匝, 找出短路的部位。

(4) 硅钢片探测法。若是高压绕组短路, 可由短路相的低压侧施加电压, 然后用手或带绝缘把的钳子夹住硅钢片, 沿绕组的轴向上下移动。当硅钢片移到绕组匝问短路或绕组短路处时, 硅钢片就全振动, 并发出“吱吱”的响声。

变压器绕组损伤与检测 篇4

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。

变压器绕组损耗的分析计算 篇5

1 变压器绕组的基本损耗

原、副边绕组通过负载电流时产生的I2R损耗之和, 即绕组的基本损耗。要降低绕组的基本损耗, 只有降低材料的电阻率或增大导线截面积, 这样无疑会引起制造成本的增加。

2 变压器绕组导线中的附加损耗

2.1涡流损耗的分析与计算

变压器运行时, 除了产生交链于原、副绕组的主磁通外, 还产生只交链绕组自身的漏磁通。感应的漏感电势在导线内产生涡流所引起的损耗即为绕组的涡流损耗。漏磁场可分为轴向漏磁场和辐向漏磁场, 涡流损耗也可按此相应划分, 但以前者为主。

2.1.1轴向漏磁涡流损耗

如图1普通双绕组变压器位于漏磁组边缘的绕组轴向漏磁密度呈三角形分布。由介质方程和全电流定律有:

Hm为磁场强度幅值;Bm为最大磁通密度幅值;IW为安匝数;Hx为线圈电抗高度 (cm) ;ρ为洛氏系数。由于计算时没考虑磁力线端部弯曲的因素, 用ρ来修正理想漏磁场与实际漏磁场存在的差异。

如图1在厚度a范围内轴向漏磁密度形状为梯形, 可推导出长度为L, 电阻率为ρr的第k根导线的涡流损耗:

W;m为幅向导线总根数;

由此可知导线的轴向涡流损耗取决于它在绕组幅向上的位置, 靠近漏磁空道一侧导线涡流损耗最大。经推导绕组轴向涡流损耗计算式为:

W;G为导线重量;通常用百分数表示涡流损耗:

a为导线厚度 (mm) ;δ为导线中的电流密度 (A/mm2) ;f为频率;k为材料系数。

由此可见, 轴向涡流耗的大小与导线的厚度及截面积的平方成正比, 所以当导线通过较大的电流时, 应选截面积小且导线厚度较小的多根导线并联较好。

2.1.2辐向漏磁涡流损耗

由于纵绝缘结构要求线圈起始部分加强绝缘或有调压段, 使一、二次线圈在整个高度上的安匝分布并不完全处于平衡状态。从而使漏磁通沿辐向弯曲, 称为辐向漏磁通。工程上也可参照轴向漏磁涡流损耗的计算方法:

b为导线宽度 (mm) ;Br为主漏磁空道辐向磁密幅值 (T) 。由此可见辐向漏磁涡流损耗与b2成正比, 所以导线宽度不宜选大。

如图2当仅考虑不平衡安匝所引起的辐向漏磁时, 在区域交接处, 辐向漏磁密Br达到最大值, 最大不平衡安匝百分数为α, 由全电流定律有:

T;ρ为辐向漏磁组的洛氏系数;磁路长度τ=a1+a12+a2。

从图2可看出, 除绕组端部外, 不平衡安匝分布形状与辐向漏磁分布形状相似。高低压绕组的辐向漏磁分布在主空道内存在一个分界带, 分界带两侧的辐向漏磁各自闭合。由于内绕组与铁心柱距离较近, 其磁路的磁阻较小, 磁导大, 因此为减小端部的辐向漏磁, 可适当增加高低压线圈的轴向高度差, 改善辐向漏磁分布。

3 漏磁场对环流损耗的影响

漏磁通在导线中感应电势, 并联导线在漏磁场中的位置不同, 使并联导线中存在循环电流, 它产生的损耗称为环流损耗。为减少环流损耗, 并联导线要进行换位, 使并联导线回路中的漏电势差为零就不会出现循环电流, 称为完全换位;有时并联导线根数较多, 换位后仍存在循环电流, 称为不完全换位。

对于多根并联导线的不完全换位需计算其引起的环流耗。假设忽略漏磁场畸变现讨论多根并绕单螺旋式线圈的环流耗工程上常采用“242”换位。其计算式:

W为单螺旋线圈的匝数;s为单根导线截面积, mm2;ρ为洛氏系数;Hx为线圈电抗高, cm;m为并联导线根数;因绕组端部漏磁通弯曲且其漏磁密度大约为中部的50%左右。因此对于“242”换位方式, 虽然使导线长度一致, 但并联导线间的漏感电势差仍很大, 势必使环流耗增加, 因此应使绕组端部的换位区匝数比中部换位区匝数略多, 减小漏感电势差, 减少环流损耗。对于并联导线根数多的连续式线圈, 计算其环流耗仍可用上式。因其换位次数多, 工艺性不好。建议使用改进型换位和类潘戈换位这两种典型的完全换位方式。

4 结语

采用自粘换位导线可降低线圈的附加损耗, 因线规尺寸小。经计算, 其涡流损耗仅为多根并联导线的涡流损耗的30%。且因其换位充分, 还减少了环流耗。同时具有填充系数高、机械强度好等优点。总之, 对于生产厂家和运行部门来说, 采取相应的技术措施来降低由漏磁引起的绕组损耗, 对节约成本、节约电能有着一定的意义。

参考文献

[1]刘传彝.电力变压器设计计算方法与实践[M].辽宁科学技术出版社, 2002.

[2]路长柏.朱英浩, 等.电力变压器计算 (修订本) 哈尔滨[M].黑龙江科学技术出版社, 1990.

[3]李文平.大型变压器的不平衡安匝对横向漏磁的影响[J].变压器, 1991 (12) .

电力变压器绕组变形诊断分析 篇6

1 电力变压器绕组变形诊断方法分析

对电力变压器绕组变形的整体情况进行分析发现, 当前采用的诊断方法主要有如下几种:

1.1 低压脉冲诊断方法

在实际进行电力变压器绕组变形的诊断时, 合理采用低压脉冲诊断方法, 主要是通过利用时域脉冲分析技术来对现场的受损情况进行全面检测, 以对外界造成的干扰、电力变压器的灵敏度等有比较准确的掌控。通常情况下, 低压脉冲诊断方法需要与有着特殊结构和精细调整的测试系统结合使用, 才能确保脉冲传递过程产生的折反射问题可以得到有效解决, 最终降低脉冲信号源稳定性不强带来的影响。由此可见, 采用低压脉冲诊断方法来进行电力变压器绕组变形的检测, 无法保证测试结果是否具有重复性, 因而在实践应用中使用的次数很少。

1.2 频率响应诊断方法

目前, 电力变压器绕组变形诊断中使用次数最多的就是频率响应诊断方法, 在充分利用精确度较高的扫频测量技术的基础上, 可以对电力变压器各个绕组具有的频率响应特性变化情况有比较全面的了解, 从而获得与电力变压器绕组变形相对应的结构特性“指纹”图谱。与此同时, 对测试结果的所有横向领域或纵向领域的相关性进行合理对比, 并对一千赫兹和一兆赫兹范围内的六百个采样点进行科学计算, 才能在综合性分析变压器运行情况的基础上, 确保电力变压器绕组变形诊断结果的可靠性、准确性等。由此可见, 频率响应诊断方法的合理运用, 是通过分析变压器绕组传递函数特性曲线来确定的, 对于提高变压器特性描述的完整性有着极大作用。一般情况下, 变压器的内部结构如果比较固定, 则等值网络中的分布参数也相对比较固定, 同时, 传递函数特性曲线也可以固定下来, 因此, 在电力变压器绕组出现幅向尺寸、轴向等多种变形情况时, 等值网络中的分布参数也会发生相应的变化, 随之而来的则是传递函数的谐振点也会发生一定变化。总的来说, 在实践应用中, 对承受短路电流前后电力变压器绕组频响特性曲线谐振点位置的差异、两天曲线的相关系数等进行对比, 可以准确掌握变压器绕组的变形状况。

1.3 短路阻抗诊断方法

在传统方法中进行电力变压器绕组变形的诊断, 合理采用短路阻抗诊断方法, 可以通过在变压器的低压绕组侧采取短路操作、在高压绕组侧采取加压操作的方式, 以在合理利用伏安法进行阻抗测试的基础上, 获得比较准确的变压器的短路阻抗。一般情况下, 变压器的短路阻抗指的是变压器处于零负荷阻抗时, 变压器输入端的等效阻抗, 而短路阻抗主要有电抗分量、电阻分量两种, 尤其是不低于110千伏的大型变压器中, 电阻分量在短路阻抗中的占比非常少。因此, 变压器的短路阻抗值通常指的是电抗分量的数值, 而短路电抗分量则是变压器绕组的漏电抗。目前, 变压器的漏电抗主要包括横向漏电抗、纵向漏电抗两种, 其中, 横向漏电抗的占比较少, 而变压器的漏电抗值通常是由绕组的尺寸大小来决定的, 如果变压器绕组结构状态发生改变, 则会使变压器漏电抗发生相应的变化, 最终导致变压器阻抗数值发生一定变化。由此可见, 对变压器的漏洞阻抗进行准确测量, 可以确保变压器绕组变形诊断的可靠性, 对于降低电压器的故障发生率有着极大作用。

2 电力变压器绕组变形诊断的实际应用

本文介绍的变压器绕组发生的变形是本体轻重瓦斯动作, 并有跳闸现象, 因此, 采用短路阻抗法、频率响应法等进行科学诊断, 并与某电子厂的变压器绕组变形测试系统、变压器短路阻抗测试仪结合在一起使用, 对于全面、准确、合理的掌握电力变压器的绕组变形程度有着重要影响。根据电力变压器绕组变形诊断的结果来看, 采用频率响应法测出的线圈特征峰值呈现偏移高频方向的特性, 响应图谱的幅度也呈现出不断增大的特性, 短路阻抗值也比原来的要大。根据国家的相关规定和标准来看, 上述变压器绕组已经出现严重变形的情况, 需要马上采取吊罩处理措施, 才能保障变压器的正常运行, 从而有效降低变压器的故障发生率。与此同时, 变压器吊罩检查需要花费较多人力、物力和财力, 如果想要避免误判断情况出现, 则需要合理采用频率响应诊断方法来进行变压器绕组变形程度的确定, 最终提高电力变压器运行过程的安全性和稳定性等。

3 结束语

综上所述, 在不断加强电力变压器安全维护的过程中, 电力变压器绕组变形情况, 与电力变压器的整体性能有着极大联系。因此, 在实践应用中, 注重诊断方法的合理运用, 并提高各种数据的准确性、精确度等, 对于提高电力变压器绕组变形诊断结果的可靠性有着极大作用。

参考文献

[1]王亚芳.地区电力变压器绕组变形故障后的诊断分析[J].电气技术, 2014 (12) :73-76.

[2]郭强.阻抗法和频响法诊断电力变压器绕组变形[J].内蒙古石油化工, 2014 (24) :104-105.

[3]杨强.基于振动的电力变压器绕组变形故障诊断新方法[J].电子技术与软件工程, 2015 (07) :128.

变压器绕组振动特性仿真研究 篇7

变压器绕组松动和变形后将引起更大的不平衡电动激励力, 并形成恶性循环, 致使绕组损坏, 甚至导致变压器的严重事故。[1]因此, 变压器的抗短路失稳能力一直是大容量变压器设计的技术关键。

短路电动力可分为轴向力、辐向力及周向力 (对螺旋绕组) , 轴向力的作用使得绕组在轴向上被压缩, 产生轴向位移和轴向机械振动;辐向力使得内绕组被压缩, 外绕组被拉伸;周向力则使绕组产生扭转作用。[2]在短路过程中, 变压器绕组在短路力的作用下产生运动, 在这一动态过程中绕组所承受的动态力, 不仅有短路电磁力, 而且有惯性力、弹力和绕组各部件位移时受到的摩擦力等。[4]其动态过程非常复杂, 受电磁、机械、材料等因素的影响。通常将变压器绕组动态过程的计算, 处理为变压器绕组在轴向力作用下的轴向运动和在辐向力作用下的辐向运动。[7]考虑到轴向失稳为变压器故障的主要原因, 因此, 本研究重点对变压器绕组的轴向振动模态参数进行研究。

ANSYS软件是融结构、热、流体、电磁、声学于一体的大型通用有限元分析软件。[3]该软件可以在大多数计算机及操作系统中运行, 能对多领域多变工程问题求解。本文采用ANSYS对变压器振动特性进行模拟分析, 为进一步研究变压器故障检测方法, 确保电网安全稳定运行提供有效依据。

1 建模与仿真分析

有限元法分析有以下的几个基本步骤:

1.1 结构的离散化

在结构动态计算中有限元划分的大小与振动的阶次有密切的关系, 通常要注意以下几点:

1) 结构单元划分的数目愈多, 结构自由度数增加, 计算精度高, 相应的计算时间增加。

2) 对于不同部位, 可以采用大小不同的单元。例如在应力、位移变化剧烈的部位, 单元必须划分得小一些。在应力和位移变化得比较平缓的部位, 单元可以划得大一些。

3) 单元划分的大小应与计算精度相适应。

综上三点, 结构离散化的过程中, 应综合考虑精确性和计算两方面的因素。

1.2 单元特性分析

在有限元法的分析中通常是将结点力位移作为未知量, 而结点力以表示为结点位移的函数。单元特性分析的目的就是研究如何得到结点力和结点位移之间的关系。

1.3 坐标转换

在将单元的运动方程集合成结构的运动方程进行求解以前, 需要考虑坐标的转换。因为在单元分析的步骤中, 为了方便, 使用了单元相联结的局部坐标系, 显然这样的局部坐标系对于不同单元是不同的。所以在进行结构分析之前, 必须将表征单元特性的各个方程转换到和整个结构系统联结的总体坐标系。

1.4 边界条件的处理

以上所形成的刚度阵在未加边界约束处理时为奇异阵, 通常在固定支承处就要加入刚性固定的约束处理, 才能求解。有时利用结构的对称性, 可以仅取结构的一部分进行计算。因此在对称面上的结点也要进行对称性边界条件处理, 即施加相应的有关约束。当对称载荷施加于对称结构时, 对称面上的结构位移和内力都不应该违反对称性。当反对称载荷施加于对称结构时, 产生的内力和变形是反对称的, 其对称面上结点的对称位移应该为零, 但反对称性质的位移应存在。

1.5 结构的综合分析

在进行单元组合体的结构系统的综合分析以前, 还需要做一项准备工作, 即建立起单元系统中的结点编号和结构系统中的结点编号之间的对应关系。使用有限元分析软件ANSYS对变压器绕组进行三维实体建模和求解的过程如下:

1) 根据实测变压器高压绕组几何尺寸, 采用三维实体建模, 建立绕组几何结构模型。

2) 设置绕组及绝缘垫块材料属性, 主要包括绕组及垫块单元的密度、泊松比及弹性模量值等。

3) 对几何模型进行合理剖分, 并设定自由度约束。

4) 对模型进行有限元模态分析, 得到绕组各阶固有频率及对应振型。

5) 将计算结果与实验结果进行比对, 根据实验结果对模型进行修正。

使用有限元软件ANSYS, 对变压器绕组进行3维实体建模。大型变压器绕组为饼式层叠结构, 根据试验变压器高压绕组的几何尺寸进行实体建模。

2 仿真计算结果分析

绕组的前3阶固有频率均远离变压器绕组的2倍激励频率100 Hz, 该变压器绕组结构设计较为合理。

由图1可见, 一阶固有频率对应的振型为绕组整体沿轴向的上下运动。计算时变压器绕组模型底面采用固定支撑, 故绕组上端振动幅值较大。二阶固有频率对应的振型为绕组整体沿左右两侧的“跷板”式运动, 且两侧绕组振动相位相差180度。三阶固有频率对应的振型为沿对角线方向的绕组整体沿轴向的上下运动。此外, 各阶振型均表现为一种整体对称的形态振动, 没有奇异点出现。

3 结束语

变压器在工作时, 由于受到来自电流及磁场强度的脉动而变化的电动力, 绕组会产生振动。为了进一步研究变压器绕组故障时机械振动特性的变化情况, 本文利用ANSYS对变压器进行仿真, 分析了绕组正常时变压器整体的振动特性, 得到变压器各阶固有频率对应的振型, 从各阶振型的运动特点可以看出, 变压器绕组正常时, 各阶振型均表现为一种整体对称的形态振动, 没有奇异点出现。对变压器绕组正常情况下振动特性的研究, 为进一步研究变压器故障检测方法, 通过振动特性分析研究变压器绕组故障类型打下了基础。

参考文献

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[3]黄丹宇.ANSYS Workbench在变压器结构设计中的应用[J].变压器.2012 (09) :22~24

[4]王璋奇, 王孟.电力变压器绕组轴向振动稳定性分析[J].中国电机工程学报.2002 (07)

[5]王洪方, 王乃庆, 李同生.短路条件下电力变压器绕组轴向振动等效单自由度分析[J].电工技术学报.2000 (05)

[6]王乃庆.变压器绕组轴向压紧对短路强度的影响[J].变压器.1997 (03)

[7]陈振茂, 徐健学.大型电力变压器线圈轴向非线性振动研究[J].应用力学学报.1990 (01)

[8]钟星鸣, 姚小虎, 韩强, 梁固财.非晶合金变压器铁芯振动的实验研究[J].科学技术与工程.2009 (17)

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