SBH15型非晶合金變壓器短路電動(dòng)力分析及優(yōu)化措施

于少澤, 咸日常*, 李海濤, 耿 凱, 榮慶玉

(1.山東理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院,淄博 255000；2.山東中安電力科技有限公司,淄博 255000)

隨著電網(wǎng)規(guī)模持續(xù)擴(kuò)大,用戶對(duì)供電質(zhì)量及可靠性的要求越來(lái)越高。配電變壓器作為配網(wǎng)中的核心設(shè)備,承載著電能分配與電壓等級(jí)變換的重任,是配網(wǎng)安全、可靠和經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的重要保證[1]。

非晶合金變壓器采用非晶合金帶材制作鐵心,相比硅鋼片變壓器,可以有效降低變壓器的空載電流和空載損耗[2-3]。由于非晶合金材料硬度大,難以剪切、加工,因此,鐵心截面均采用矩形,相應(yīng)繞組也采用矩形結(jié)構(gòu)。矩形繞組相比于圓形繞組更容易失穩(wěn)變形,導(dǎo)致非晶合金變壓器抗短路能力較差。因此,有必要分析研究影響非晶合金變壓器繞組穩(wěn)定性的特征參量,提出提高繞組抗短路能力的有效措施。

對(duì)于變壓器的短路電動(dòng)力,中外學(xué)者進(jìn)行了一系列研究。魏彩霞等[4]、劉傳彝等[5]、于茂雷等[6]羿通過(guò)對(duì)配電變壓器承受短路能力的計(jì)算,提出了提高其抗短路能力的措施建議；姜山[7]、李帥[8]、李小蓉等[9]通過(guò)建立電力變壓器仿真模型對(duì)其短路狀態(tài)受力進(jìn)行了研究；張森鵬[10]、咸日常等[11]對(duì)變壓器短路累積效應(yīng)進(jìn)行了分析,得出繞組在多次短路沖擊下的狀態(tài)特征；郭健等[12]、王磊等[13]、陳如龍等[14]對(duì)影響非晶合金變壓器抗短路能力的因素進(jìn)行了研究。目前對(duì)變壓器短路電動(dòng)力的研究多以圓形繞組為主,而對(duì)于矩形繞組短路狀態(tài)下的受力分布鮮有研究。

通過(guò)COMSOL仿真軟件建立場(chǎng)-路耦合的多物理場(chǎng)模型,對(duì)矩形繞組在短路狀態(tài)下的電流、漏磁、受力等因素進(jìn)行綜合研究,分析繞組在短路狀態(tài)下的電動(dòng)力分布,提出優(yōu)化措施建議。

1 繞組短路時(shí)的受力特性

以一臺(tái)真型SBH15-M-400/10型油浸式非晶合金變壓器為研究對(duì)象,對(duì)其短路狀態(tài)下的受力特性進(jìn)行理論分析,其基本參數(shù)如表1所示。

1.1 電動(dòng)力分析

變壓器繞組在短路時(shí)受到的電動(dòng)力是由短路漏磁和短路電流共同作用的結(jié)果,其漏磁分布和受力情況定性分析如圖1所示。繞組中的漏磁可以分解為輻向分量和軸向分量,用左手定則可以判斷出,在軸向漏磁的作用下,低壓繞組受到向鐵心擠壓的輻向力,高壓繞組受到向外拉伸的輻向力；在輻向漏磁的作用下,高、低壓繞組均受到朝向繞組中心的軸向壓縮力。對(duì)于短路時(shí)產(chǎn)生的輻向力,傳統(tǒng)的圓柱形繞組由于是軸對(duì)稱結(jié)構(gòu),基本不會(huì)產(chǎn)生剪切應(yīng)力,而對(duì)于截面為矩形的繞組,則容易因輻向力導(dǎo)致形變。

圖1 變壓器繞組漏磁場(chǎng)和電動(dòng)力Fig.1 Transformer winding leakage magnetic field and electromotive force

1.2 短路電流的計(jì)算

變壓器在三相對(duì)稱短路時(shí)的電流最大,在此狀態(tài)下分析其繞組的電磁力和短路強(qiáng)度。

高壓側(cè)短路阻抗為

(1)

式(1)中:U1N為高壓側(cè)額定電壓,kV；S1為高壓側(cè)額定容量,MV·A；uK為短路阻抗,%。

高壓側(cè)短路相電流為

(2)

考慮峰值和短路電流非周期分量的影響,高壓側(cè)短路電流最大值為

(3)

式(3)中:K為短路電流最大值與穩(wěn)態(tài)短路電流的幅值之比,配電容量變壓器取1.2。

低壓側(cè)短路阻抗為

(4)

式(4)中:U2N為低壓側(cè)額定電壓,kV；S2為低壓側(cè)額定容量,MV·A。

低壓側(cè)短路相電流為

(5)

考慮峰值和短路電流非周期分量的影響,低壓側(cè)短路電流最大值為

(6)

2 仿真模型建立

為進(jìn)一步研究繞組在短路狀態(tài)下的受力分布特性,借助COMSOL有限元仿真軟件對(duì)其進(jìn)行建模計(jì)算。在保證精度的前提下,對(duì)模型作以下假設(shè)以簡(jiǎn)化計(jì)算量。

(1)非晶合金變壓器模型的整體結(jié)構(gòu)沿鐵心界面平面對(duì)稱。

(2)忽略匝間絕緣、墊塊、夾件等因素的影響。

(3)繞組導(dǎo)線的電導(dǎo)率為常數(shù),并忽略位移電流對(duì)其影響。

矩形繞組變壓器由于其結(jié)構(gòu)特殊,不適用于二維軸對(duì)稱模型,三維模型可更好體現(xiàn)其繞組各處在短路時(shí)的狀態(tài)特征。根據(jù)真型變壓器實(shí)際尺寸構(gòu)建了三維仿真計(jì)算模型,如圖2所示,主要結(jié)構(gòu)包括鐵心、低壓繞組、高壓繞組和外殼。

圖2 變壓器三維仿真計(jì)算模型Fig.2 Three-dimensional simulation calculation model of transformer

網(wǎng)格剖分的精密與否直接影響到計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。網(wǎng)格剖分過(guò)于精細(xì),將導(dǎo)致計(jì)算時(shí)間過(guò)長(zhǎng)；剖分過(guò)于粗糙,會(huì)降低準(zhǔn)確性,影響計(jì)算結(jié)果。因此主要研究變壓器繞組的抗短路能力,采用分塊處理法對(duì)仿真模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,對(duì)于繞組與油箱間的部分粗略剖分；對(duì)于繞組和鐵心精度要求高的區(qū)域,進(jìn)行加密剖分。網(wǎng)格剖分圖如圖3所示。

圖3 仿真模型網(wǎng)格剖分圖Fig.3 Mesh generation diagram of simulation model

3 仿真結(jié)果分析

通過(guò)三維場(chǎng)-路耦合計(jì)算,三相對(duì)稱短路狀態(tài)下高壓繞組的短路電流波形如圖4所示,低壓繞組的短路電流波形如圖5所示。

圖4 高壓繞組短路電流波形Fig.4 Short-circuit current waveform of high voltage winding

圖5 低壓繞組短路電流波形Fig.5 Short-circuit current waveform of low voltage winding

由圖4、圖5可知，高壓繞組短路電流最大值為557.75 A,低壓繞組短路電流最大值為24 978.04 A。

高、低壓繞組短路電流的仿真值與理論計(jì)算值的對(duì)比如表2所示,可見(jiàn)有限元仿真得到的電流值和公式計(jì)算電流值基本相同,驗(yàn)證了所建模型的合理性。

表2 高低壓繞組短路電流的仿真值與計(jì)算值Table 2 Simulation value and calculation value of short-circuit current in high and low voltage winding

短路狀態(tài)下繞組長(zhǎng)軸的輻向漏磁分布云圖如圖6所示,繞組輻向漏磁沿軸向高度的分布如圖7所示。

圖6 繞組輻向漏磁分布云圖Fig.6 Cloud diagram of radial magnetic flux leakage of winding

圖7 繞組輻向漏磁沿軸向高度分布Fig.7 The radial magnetic flux leakage of the winding is distributed along the axial height

從圖6可以看出,短路狀態(tài)下,輻向漏磁沿軸向高度對(duì)稱分布,在繞組轉(zhuǎn)角區(qū)域磁通密度較大。從圖7可以看出,高壓繞組和低壓繞組的輻向漏磁方向相反,且大小相近。輻向漏磁最大值出現(xiàn)在軸向邊緣,且方向相反,大小基本相同,在繞組中心處輻向漏磁接近零。這是因?yàn)榭拷@組中心,軸向分量增加,輻向分量減少。

短路狀態(tài)下繞組長(zhǎng)軸的軸向漏磁分布云圖如圖8所示,繞組軸向漏磁沿軸向高度分布如圖9所示。

圖8 繞組軸向漏磁分布云圖Fig.8 Cloud diagram of axial magnetic flux leakage of winding

從圖8中可以看出,軸向漏磁場(chǎng)呈現(xiàn)出中間大、兩邊小的趨勢(shì),在繞組轉(zhuǎn)角區(qū)域磁通密度較大。從圖9中可以看出,高、低壓繞組軸向漏磁形狀相似,方向相同,且低壓繞組軸向漏磁密度高于高壓繞組。軸向漏磁場(chǎng)的最大值在繞組中心處,距離兩端越近,漏磁場(chǎng)越小。這是因?yàn)榇艌?chǎng)在繞組兩端發(fā)生了彎曲,輻向分量增加,軸向分量減少。

圖9 繞組軸向漏磁沿軸向高度分布Fig.9 The axial magnetic flux leakage of the winding is distributed along the axial height

圖10 繞組輻向電動(dòng)力沿軸向高度分布Fig.10 The radial electromotive force of the winding is distributed along the axial height

圖11 繞組軸向電動(dòng)力沿軸向高度分布Fig.11 The axial electromotive force of the winding is distributed along the axial height

短路狀態(tài)下繞組長(zhǎng)軸的輻向和軸向電動(dòng)力沿軸向高度分布如圖10、圖11所示?？梢钥闯?，變壓器短路電動(dòng)力與漏磁場(chǎng)的分布密切相關(guān),電動(dòng)力的分布形態(tài)如同漏磁分布。從圖10中可以看出,高壓繞組和低壓繞組輻向力呈現(xiàn)一種相反的趨勢(shì),低壓繞組的輻向力為負(fù)值,說(shuō)明低壓繞組的輻向力對(duì)整個(gè)繞組起到壓縮的作用；高壓繞組的輻向力為正值,說(shuō)明高壓繞組的輻向力對(duì)整個(gè)繞組起到擴(kuò)張的作用,且低壓繞組受力要強(qiáng)于高壓繞組。從圖11中可以看出,高、低壓繞組軸向力在兩端受力方向相反,說(shuō)明繞組的軸向力對(duì)繞組起到壓縮的作用,表現(xiàn)為兩端向中部的擠壓,且越靠近兩端,受力越強(qiáng)。

以上分析得出,低壓繞組軸向受力與高壓繞組相差不大,但輻向受力強(qiáng)于高壓繞組,其輻向穩(wěn)定性相對(duì)較差。低壓繞組結(jié)構(gòu)俯視圖如圖12所示,取點(diǎn)A到點(diǎn)C的周向長(zhǎng)度進(jìn)行研究,得出低壓繞組輻向y方向電動(dòng)力沿周向分布,如圖13所示；取點(diǎn)B到點(diǎn)D的周向長(zhǎng)度進(jìn)行研究,得出低壓繞組輻向x方向電動(dòng)力沿周向分布,如圖14所示。

圖12 低壓繞組俯視圖Fig.12 Top view of low voltage winding

圖13 繞組輻向y方向受力沿周向分布Fig.13 Winding radial force distribution in the y direction along the circumferential direction

圖14 繞組輻向x方向受力沿周向分布Fig.14 Winding radial force distribution in the x direction along the circumferential direction

從圖13中可以看出,繞組所受電動(dòng)力方向?yàn)閥軸反向,表現(xiàn)為擠壓繞組,受力情況基本呈軸中心對(duì)稱分布,在短軸處變化較為平緩,于繞組長(zhǎng)軸轉(zhuǎn)角區(qū)域驟增,達(dá)到最大值,在長(zhǎng)軸直線區(qū)域逐漸衰減為零。從圖14中可以看出,繞組所受短路力方向?yàn)閤軸反向,表現(xiàn)為擠壓繞組,受力情況基本呈軸中心對(duì)稱分布,在長(zhǎng)軸處變化較為平緩,于繞組長(zhǎng)軸轉(zhuǎn)角區(qū)域驟增,達(dá)到最大值,在短軸區(qū)域逐漸衰減為零。比較圖13、圖14可得,繞組長(zhǎng)軸方向平均輻向力大于短軸方向平均輻向力,說(shuō)明繞組長(zhǎng)軸相比短軸,短路穩(wěn)定性更差；兩圖輻向電動(dòng)力最大值均出現(xiàn)在繞組長(zhǎng)軸轉(zhuǎn)角處,說(shuō)明繞組長(zhǎng)軸轉(zhuǎn)角處更容易因短路力導(dǎo)致繞組失穩(wěn)。以上結(jié)論符合非晶合金配電變壓器實(shí)際運(yùn)行中的短路故障特征。

計(jì)算繞組短路電動(dòng)力,將電動(dòng)力傳遞到結(jié)構(gòu)中計(jì)算形變,再將結(jié)構(gòu)模型形變傳遞給電磁場(chǎng),得到在結(jié)構(gòu)形變下的電動(dòng)力分布特征,再傳遞給結(jié)構(gòu),依次迭代,得到變壓器短路狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)形變情況,如圖15、圖16所示。

圖15 繞組輻向受力形變圖Fig.15 Radial deformation diagram of winding

圖16 繞組軸向受力形變圖Fig.16 Axial deformation diagram of winding

從圖15中可以看出,高壓繞組在輻向力的作用下呈現(xiàn)向外擴(kuò)張的趨勢(shì),低壓繞組在輻向力的作用下呈現(xiàn)向內(nèi)收縮的趨勢(shì),且長(zhǎng)軸的形變程度大于短軸,并且在長(zhǎng)軸轉(zhuǎn)角處易發(fā)生更嚴(yán)重的失穩(wěn)情況；從圖16中可以看出,高、低壓繞組都呈現(xiàn)一種從兩端到中心收縮的趨勢(shì),且在繞組轉(zhuǎn)角處收縮趨勢(shì)嚴(yán)重。因此,為提高繞組的短路穩(wěn)定性,需要著重提升繞組長(zhǎng)軸及其轉(zhuǎn)角的承力能力。

4 提高抗短路能力的措施建議

針對(duì)矩形繞組存在的抗短路能力先天不足的突出問(wèn)題,建議采取以下措施以提升其繞組短路穩(wěn)定性。

(1)高壓線圈不能采用稀繞工藝,在繞制時(shí)轉(zhuǎn)速需控制在80轉(zhuǎn)以下,以保證每層繞制緊密,若不滿匝必須采用紙板條在線圈中部墊平。在溫升允許條件下,應(yīng)在線圈油道內(nèi)表面和線圈最外層疊繞幾層緊縮帶。

(2)油道沿繞組盡量居中放置,避免在拐角處放置撐條,防止拐角處因受力過(guò)大導(dǎo)致層間絕緣受損。

(3)繞組壓裝前需檢查長(zhǎng)軸線圈縫隙,并拉緊限位以避免壓裝后長(zhǎng)軸出現(xiàn)較大縫隙。線圈壓裝時(shí),采用低壓繞組和首兩層高壓線預(yù)壓裝工藝,以確保層間緊密粘接,提高線圈機(jī)械強(qiáng)度。

(4)器身裝配時(shí),低壓繞組需繞在高強(qiáng)度骨架上,骨架與模具長(zhǎng)軸側(cè)采用硬紙板將縫隙撐實(shí),以增強(qiáng)其內(nèi)支撐力；高壓繞組需在拐角處放置高機(jī)械強(qiáng)度的夾緊裝置將其固定,以阻擋短路時(shí)向外的擴(kuò)張力。

(5)繞組相間綁扎前必須確保相間撐緊無(wú)縫隙并半疊包繞兩層,每層均刷漆,以增強(qiáng)長(zhǎng)軸穩(wěn)定性。

(6)繞組經(jīng)壓緊加熱整形達(dá)尺寸要求后,進(jìn)行真空浸漆處理,進(jìn)一步增加其機(jī)械強(qiáng)度和電氣強(qiáng)度。

5 結(jié)論

非晶合金變壓器采用矩形繞組導(dǎo)致抗短路能力不足的問(wèn)題突出,首次以真型SBH15型非晶合金變壓器建立三維仿真模型,通過(guò)有限元仿真分析,對(duì)其短路電動(dòng)力進(jìn)行了分析研究,揭示了短路電動(dòng)力的分布規(guī)律,并得出矩形繞組長(zhǎng)軸及其轉(zhuǎn)角處短路穩(wěn)定性較差的結(jié)論,針對(duì)其薄弱之處,在繞組的繞制和裝配環(huán)節(jié)提出了相應(yīng)的優(yōu)化措施。研究結(jié)果對(duì)進(jìn)一步提高非晶合金變壓器抗短路能力具有一定的工程實(shí)用價(jià)值。