電力變壓器振動產生機理及影響因素研究

朱葉葉,汲勝昌,張凡,劉勇,董鴻魁,崔志剛,吳佳瑋

(1.西安交通大學電力設備電氣絕緣國家重點實驗室,710049,西安;2.云南電網公司技術分公司,650000,昆明)

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電力變壓器振動產生機理及影響因素研究

朱葉葉1,汲勝昌1,張凡1,劉勇1,董鴻魁2,崔志剛2,吳佳瑋1

(1.西安交通大學電力設備電氣絕緣國家重點實驗室,710049,西安;2.云南電網公司技術分公司,650000,昆明)

為了研究變壓器振動的產生機理,針對餅式繞組結構的油浸式電力變壓器,利用鐵心和繞組的數學模型,分析了振動產生機理、合成過程以及不同運行工況對振動特性的影響。搭建了基于壓電式振動加速度傳感器的振動測試平臺,針對變壓器進行了空載、負載、功率因數、三項不對稱度以及油溫等變壓器運行工況因素對于變壓器振動特性影響規律的試驗。結果表明:變壓器最大分接時的基頻振動分量大于額定分接時的基頻振動分量;鐵心以及繞組產生的振動信號在傳遞過程中并非線性疊加,箱體振動中基頻分量隨功率因數增加而增大;三相不對稱運行狀態下的變壓器振動信號中存在50、150以及250 Hz分量;變壓器箱體振動隨油溫上升呈線性增長趨勢,且溫度系數在0.005～0.035的范圍內與變壓器容量無關。研究結果為基于振動信號分析的變壓器監測技術的進一步發展提供了參考。

油浸式變壓器;餅式繞組;振動;功率因數;不平衡度;溫升

作為電力系統的關鍵設備之一,電力變壓器的正常運行對電網的安全可靠性起到決定性作用。變壓器的歷年統計資料表明,繞組線圈是故障重點部位之一[1-2],以2004年為例,全國110 kV及以上電壓等級的變壓器事故中由繞組故障引起的占69.8%,而引發事故的缺陷部分主要表現在鐵心、線圈及引線、套管和分接開關。因此,對變壓器繞組和鐵心的狀態進行監測具有重大意義。

90年代中后期,研究人員提出了基于變壓器振動信號的變壓器鐵心及繞組狀態監測技術[3-4],隨后國內外展開了大量的研究,主要集中在振動信號采集系統的開發、振動產生機理的仿真研究以及振動信號的處理技術[5-17]。要實現基于振動信號的變壓器狀態監測,提取特征信號以及正確設置報警閾值是關鍵。變壓器工作在一個多場耦合的環境中,其自身振動更是一個復雜的綜合表現,振動信號中的故障信息容易受到變壓器運行條件的影響,因此國內外學者對變壓器振動特性的影響因素進行深入研究。文獻[12-13]對變壓器箱體振動基頻分量與電壓、電流及油溫的關系進行了研究,并以此為基礎初步提出了箱體振動數學模型;文獻[14]提出了基于負載電流法的變壓器振動監測方案。然而,影響變壓器振動信號的不僅僅在于電流、電壓及溫度這3個因素,還包括測量位置、功率因數、三相不平衡度等。全面掌握非故障因素對變壓器振動信號的影響規律,顯然能夠提高振動信號分析法故障診斷的正確率。

本文針對餅式繞組結構的油浸式電力變壓器,深入研究了變壓器運行電壓、負載電流、功率因數、三相不平衡度、溫升等運行工況的變化對其振動特性的影響和規律,探討傳感器安裝位置、小幅錯位時振動信號的變化以及風扇系統對油箱表面振動信號的污染情況。本文結論對基于振動信號分析的變壓器狀態監測技術的發展具有重要的參考意義。

1 變壓器振動影響因素的理論分析

1.1 鐵心及繞組振動機理

變壓器振動是由于變壓器本體(鐵心、繞組等的統稱)的振動及冷卻裝置的振動產生的[18]。鐵心的振動主要由硅鋼片的磁致伸縮現象以及渦流作用下硅鋼片之間的相互吸引力引起。由于階梯接縫以及無緯粘帶在鐵心綁扎方面的應用,目前變壓器鐵心的振動主要取決于硅鋼片的磁致伸縮現象。假設電源電壓U1=Ussinωt,根據電磁感應原理,鐵心中產生的磁感應強度可表示為

(1)

式中:φ為鐵心磁通量;B0=Us/(ωNS);S為鐵心橫截面積。

由于磁通密度和磁場強度呈線性關系,鐵心中的磁場強度為

H=B/μ=BHc/Bs=B0Hccosωt/Bs

(2)

式中:Bs為鐵心飽和磁感應強度;Hc為矯頑力。

在外磁場作用下,硅鋼片由磁致伸縮產生的微小形變滿足如下關系式[19]

(3)

式中:ε為硅鋼片的軸向磁致伸縮率;ΔL為硅鋼片軸向最大伸縮量;L為硅鋼片原始軸向尺寸;εs為硅鋼片的飽和磁致伸縮率。

綜合上述關系可得,由磁致伸縮引起的鐵心硅鋼片軸向最大伸縮量為

(4)

因此可得當變壓器空載時,由硅鋼片磁致伸縮引起的鐵心振動加速度為

(5)

由式(5)可知,振動加速度在鐵心材料、工作溫度等條件不變的情況下與電壓平方呈正比

(6)

由于變壓器鐵心材料存在非線性等原因,實際中鐵心磁通密度的波形并非標準正弦波,因此鐵心振動信號中除了基頻分量外,含有大量高次諧波成分。對于在頻率為50 Hz的電力系統中工作的變壓器鐵心而言,除了基頻100 Hz分量以外,200、300和400 Hz分量也較明顯。由鐵心硅鋼片磁致伸縮的非線性造成的典型油浸式電力變壓器空載振動頻譜如圖1所示。

圖1 變壓器鐵心典型振動頻譜

當變壓器繞組線圈中流過負載電流時,由于漏磁場的存在,繞組間、線餅間、線匝間產生動態電磁力,引起繞組的振動。假設穩定運行的電力變壓器中流過繞組的電流I=Imsin(ωt+φ0),其中Im為負載電流幅值,φ0為負載電流初始相位,則作用在繞組線圈上的電動力為

(7)

式中:p為電動力系數。

變壓器繞組線圈主要有餅式和層式兩種結構,110 kV及以上電壓等級的變壓器主要采用餅式線圈結構[20]。在研究具有餅式結構的繞組的動態過程時,可將其視為由有彈性聯系的實體所組成的機械系統。根據變壓器繞組的機械結構,假設鐵心的剛度為無窮大、繞組上下壓板為剛性、線餅為集中的質量模塊、絕緣墊塊及端圈為彈性元件,將變壓器繞組等效為彈簧質量系統[8-9],并根據動力學定理得出繞組位移的微分方程

(8)

式中:M為繞組線餅質量矩陣;C為阻尼系數矩陣;K為彈性系數矩陣。求解該方程組,可得繞組加速度

(9)

式中:ωa=(K/M)1/2;A和α由初始條件求出;D和β在固定條件下是與繞組參數有關的常數。

由理論分析可以得到,變壓器繞組的振動由一個穩態分量以及逐漸衰減的分量組成,故在理想狀態下穩定運行的變壓器繞組的振動加速度信號也是電源頻率的2倍(≈100 Hz)

(10)

圖2 理想情況中變壓器繞組振動頻譜

由式(10)可知,理想狀況下電力變壓器繞組振動加速度信號中僅有100 Hz分量(見圖2)。實際情況中,由于變壓器繞組絕緣墊塊材料的非線性特性,繞組的振動信號中也可能存在100 Hz的倍頻諧波。同時,在長時間帶負荷運行中,由于緊固件松動、短路沖擊等原因繞組會發生形變,振動頻譜中的高次諧波隨之逐步增大。

1.2 鐵心及繞組振動合成

傳統的變壓器振動分析認為,鐵心和繞組在相同運行條件下產生的振動互不相干,可線性疊加。振動理論指出,互不相干的各信號之間可線性疊加的前提是忽略相位差的影響[21],在變壓器的實際運行中,功率因數一般不等于1,電流和電壓之間存在相位差,變壓器鐵心及繞組所產生的振動加速度的相位差為

(11)

由鐵心和繞組作為振源產生的振動在輻射過程中合成的振動加速度幅值為

(12)

由鐵心振動及繞組振動合成的振動加速度滿足

|ac|-|aw|≤a≤|ac|+|aw|

(13)

所以在不同的變壓器結構參數以及運行功率因數下,鐵心和繞組的振動矢量合成方式是變化的,在特定的條件下,由鐵心和繞組振動的矢量和可能小于其中一個振動矢量的幅值。

此外,在交流電力系統中,三相不對稱運行的情況時有發生。當系統不對稱運行時,零序電流產生三次諧波[22],同時不對稱相出現過電壓,對變壓器鐵心及繞組的振動產生影響,鐵心振動增大,三次諧波的入侵使得變壓器繞組的振動頻譜中也出現150 Hz的頻譜。

1.3 油溫對變壓器振動的影響

在油浸式電力變壓器振動的各影響因素中,油溫變化是關鍵的一環。變壓器油溫對于振動的影響體現在兩個方面:一是直接影響,溫度的變化對于鐵心硅鋼片磁致伸縮率以及繞組絕緣墊塊的彈性模量都存在影響;二是間接影響,溫度變化對振動傳遞特性產生影響。

圖3 溫度對鐵心磁致伸縮率的影響

圖4 不同溫度下絕緣墊塊的力學特性

根據相關機構的試驗結果可知,磁致伸縮率ε隨著硅鋼片溫度的升高而增大,鐵心溫度與磁致伸縮率的普遍關系如圖3所示[20],因此油溫升高時鐵心振動加劇。以往的變壓器振動理論分析認為,絕緣墊塊是剛度漸硬的材料,在0～1 GPa的應力范圍內彈性模量保持不變[9],然而實際變壓器絕緣紙板的力學特性容易受到溫度、濕度變化的影響,因此對不同油溫浸泡下的變壓器絕緣紙板力學特性進行了試驗研究,應力、應變曲線如圖4所示。由圖可見,油溫升高時,絕緣紙板的彈性模量下降,此規律對不同的繞組絕緣紙板來說具有普遍性。當絕緣紙板彈性模量下降后,繞組結構剛度產生變化,振動特性隨之改變。

油溫對變壓器振動的間接影響表現在對于變壓器油阻尼系數的影響以及熱脹冷縮效應上。作為變壓器繞組振動的傳遞路徑之一,變壓器油對振動信號存在阻尼作用[23],變壓器油箱表面測得的振動信號是經過衰減的。變壓器油的黏度由油分子間相互作用力產生,當油溫升高時,分子間隙變大,結構松散,導致黏性減小,流動性增加,因此變壓器油的黏度降低,滲透性變好,對繞組產生振動的阻尼作用有所降低,導致油箱表面測得的振動信號有一定程度的增加。變壓器油的膨脹系數一般取0.000 7 ℃-1,當油溫升高時熱脹冷縮效應加劇油箱表面的振動信號。

2 變壓器振動影響因素的試驗研究

2.1 測試方案及其對變壓器振動的影響

對于變壓器繞組和鐵心振動信號的采集,目前國內外基本運用的是壓電式加速度傳感器[5]和激光多普勒測振儀[6],后者的測量精度高,但代價也更昂貴,本文采用基于壓電式加速度傳感器的變壓器振動測試系統。由于變壓器箱體振動是一個復雜的綜合反映,且變壓器油箱的附件也存在諧振,因此不同的變壓器測試方案(尤其是傳感器安裝位置)對測試結果存在巨大影響。

圖5 傳感器安裝位置示意圖

(a)振幅柱狀圖

(b)振動頻譜瀑布圖圖6 不同位置振動信號對比圖

2.1.1 傳感器安裝位置 在變壓器振動測試中,為測量傳感器選擇合適的位置是非常重要的。為了避免測得的振動信號被傳播路徑的頻響特性所污染,振動加速度傳感器的安裝必須盡可能獲得最直接的傳播路徑。對某試驗變壓器多測點進行了振動測試,測點分布如圖5所示,以最直接傳播路徑為原則對A相繞組油箱頂部、前側以及右側分別選取了7個測試點。變壓器穩定運行時各測試點處振動信號對比如圖6所示。由圖6可以看出:100 Hz基頻處振動加速度分量F點遠高于其余測點,但油箱頂部以及右側測試位置的振動頻譜中均出現奇次諧波,250及350 Hz分量較明顯不能忽略;油箱前側振動信號中無奇次諧波;C、D、F點處200 Hz諧振頻率較大。綜上所述,傳感器安裝位置對于振動信號的影響相當大,考慮到不同的變壓器內部結構、外殼構造都有非常大的區別,在實際測試時應根據實際情況進行傳感器布置。

2.1.2 傳感器小幅錯位 現場對變壓器進行測試時,由于多種客觀因素的影響,傳感器的粘貼位置往往難以同前次測試保持完全一致,為了研究傳感器粘貼位置對振動數據的影響,保證歷史數據對比的可靠性,對模型變壓器進行了傳感器小幅錯位時的振動特性測試。當傳感器位置產生微小錯位時,振動頻譜的變化如圖7所示。距離基準點3 cm處測點的振動頻譜與基準點相近,6 cm處測點的振動頻譜已出現明顯差異,其中200 Hz頻率處振幅變化最明顯。相對于基準點位置對稱的兩測點處振動頻譜相似度不高,證明傳感器粘貼位置對振動信號的影響相當大。

圖7 傳感器微小錯位對振動頻譜的影響

振動的強度可用振動加速度級表征,振動加速度級可用與噪聲級類似的形式表示[21]

(14)

式中:a0為振動加速度參考值,針對變壓器振動特性選擇為10-3m/s2。

由式(14)得到圖7中各點的振動加速度級,如表1所示,表中La1表示100 Hz振動加速度頻率分量噪聲級,La2表示200 Hz振動加速度頻率分量噪聲級,La3表示200 Hz振動加速度頻率分量噪聲級。

由表1數據可見,當傳感器粘貼位置位移不超過±3 cm時,基頻振動級數值變化在±1 dB內,視為可忽略的影響。因此,需要對同一臺變壓器進行多次振動測試時,建議給傳感器粘貼位置進行標記。一般多次測試時不允許離開標記位置,如存在特殊情況,傳感器安裝位置離標記點也不應位移超過±3 cm,否則歷史數據對比的可靠性存疑。

表1 傳感器微小錯位時的振動級

2.1.3 風扇制冷系統的影響 風扇及變壓器冷卻系統也是導致變壓器振動的原因之一,而相關文獻中提到,由風扇、油泵振動引起的冷卻系統振動的頻譜集中在100 Hz以下[5],可與以100 Hz為基頻的變壓器本體振動明顯區分。在對某330 kV變壓器進行振動測試時,4號風扇組(靠近高壓套管一側C相)啟動后,A、B、C三相測點振動頻譜如圖8所示。從圖8可得,遠離運行中的風扇組的A、B兩相振動頻譜均未產生畸變,C相測點頻譜受影響明顯,100 Hz以及400 Hz頻率附近出現畸變。因此,風扇系統對于變壓器油箱表面振動的影響是不能忽略的因素。

(a)A相

(b)B相

(c)C相圖8 風扇組開啟后各相振動頻譜

根據風扇組工作原理,運行中的風扇作為激勵所產生的振動頻率為

fb=rN/60

(15)

式中:r為風扇轉速;N為風扇葉片數。

除了以上諧波外,風扇組內離散的葉片通過頻率、變壓器箱體的共振、容積激振以及寬帶湍流等都會產生振動諧波。直接測試某220 kV及500 kV變壓器風扇組表面振動信號,并與該風扇組附近油箱表面振動信號進行對比,如圖9所示。結果圖9a中200 Hz頻率處風扇組振幅接近3 m/s2,附近變壓器振動信號中卻未出現大峰值的200 Hz分量,認為風扇組本體的固有振動頻率處的幅值遠大于變壓器本身的振動,但風扇組的振動對附近變壓器振動信號幅值的影響不顯著。風扇組對附近變壓器振動信號頻率的影響從圖9b可以得出,變壓器振動頻譜中出現和風扇本體振動一致的奇次諧波。因此,投運中的電力變壓器振動頻譜中奇次諧波的產生除了直流偏磁效應、測量系統干擾等原因外,也可能是由風扇組的運行導致的。因此,在選擇振動加速度傳感器安裝位置時,應避開風扇組附近的位置,可保證變壓器振動信號不受其污染。

(a)220 kV三相變壓器

(b)500 kV單相變壓器圖9 風扇組對變壓器振動信號的影響

2.2 變壓器運行條件對其振動的影響

被試模型變壓器為三相油浸自冷式冷卻的雙繞組變壓器,額定容量為50 kV·A,額定電壓為10 kV/400 V,額定電流為2.3 A/72.2 A。

2.2.1 空載特性及負載特性 根據前述的變壓器振動產生機理,鐵心振動與運行電壓的平方成正比。對試驗變壓器進行空載試驗,試驗中變壓器振動僅由鐵心產生,箱體振動特性變化如圖10所示,其中UN為額電電壓。由圖10可得結論,隨著空載電壓的上升,各頻率處振幅均呈現上升趨勢,基頻分量的幅值與運行電壓平方成正比,200、300和400 Hz諧振頻率處振幅變化趨勢不規律,這是由引起這些高次諧波的鐵心的磁致伸縮效應現象中所存在的非線性引起的。

(a)振動頻譜瀑布圖

(b)振幅變化趨勢圖10 空載時運行電壓對振動特性的影響

不同運行工況下振動基頻分量對比情況如圖11所示,模型變壓器所用負載為純阻性負載,而站內運行的電力變壓器功率因數接近1。由圖11a結果可知,對于模型變壓器,負載時的箱體振動基頻幅值小于空載時,負載越大,基頻振動分量越小,但基頻分量仍然與負載電壓(電流)平方呈現近似正比關系。根據變壓器振動理論,變壓器鐵心振動主要由鐵心主磁通來決定,因此當繞組線圈中流過交變電流時,變壓器內部產生漏磁場,渦流效應、集膚效應等現象可能對鐵心的磁場分布產生抑制,因此表現為箱體振動在繞組通有負載電流時低于變壓器空載時。

(a)額定容量為50 kV·A試驗變壓器

(b)額定容量為40 MV·A電力變壓器圖11 空載及負載下基頻振動特性對比

對于站內運行的電力變壓器(測試結果如圖11b所示),高低壓套管側各布置6路傳感器,其中A1對應A相高壓套管側上端測試點,A2為下端,A3則對應低壓側上端測點,A4為下端,B、C相以此類推,不同位置處變壓器空載時基頻分量高于負載時,但增長的量較小,從另一側面反映變壓器正常運行中繞組振動幅值遠小于鐵心振動。

圖12 負載電流對振動特性的影響

在帶純阻性負載運行的條件下,保持運行電壓不變,通過改變負載來改變負載電流,基頻處振幅變化趨勢如圖12所示。對于模型變壓器,繞組在垂直于變壓器油箱側面的方向上基頻振動隨負載電流的升高而下降,并呈線性關系。同一繞組不同部位的基頻振幅不同,但隨負載電流水平變化的趨勢一致。隨著負載電流水平的升高,漏磁場對鐵心磁通的抑制作用就越明顯,由鐵心所產生的振動就越小。穩態運行時,繞組振動與鐵心振動相比偏小,作為鐵心與繞組振動的綜合反映的箱體振動則會表現出降低的趨勢。

2.2.2 分接開關位置的影響 在實際電力變壓器上,高壓繞組一般設置有多個抽頭,抽頭與分接開關相連,通過分接開關與不同的變壓器繞組抽頭連接來改變變壓器高低壓繞組的匝數比,從而達到調節變壓器輸出電壓的目的。對某具有5檔分接的變壓器進行振動特性測試,保持負載不變改變運行電壓(負載電流隨之變化),不同分接開關位置下同一測點基頻振動分量特性如圖13所示。分接開關位置對變壓器振動的影響實質上是運行電壓對鐵心振動的影響,最大分接位置時變壓器油箱表面振幅大于相同負載電流下額定分接位置的振幅,與理論分析一致,基頻振動與電壓平方呈線性關系,不同分接位置下斜率相近。

圖13 分接開關位置對振動特性影響

2.2.3 功率因數的影響 在電力變壓器的運行過程中,當變壓器繞組中通過電流時,在電流與漏磁場的作用下,繞組內產生電磁機械力,其大小決定于漏磁場的磁通密度與導線電流的乘積,而力的方向由左手定則決定。為研究變壓器箱體表面振動情況與流過繞組的負載電流相位的關系,給模型變壓器分別施加相同容量的純阻性、容性及感性負載,3種試驗條件下變壓器振動級隨運行電壓變化趨勢如圖14所示。在垂直于變壓器油箱表面的振動方向上,3種試驗條件下相同測點的振動特征頻率相同,不同頻率處振幅有所區別,100 Hz處容性負載振幅最大,感性負載其次,200 Hz處感性負載振幅最大,300 Hz處阻性負載振幅最大。

圖14 不同負載下變壓器振動頻譜

在變壓器實際運行中,功率因數并非固定不變的,上述試驗證明了負載電流的相位對油箱表面的振動信號存在影響。為了探究功率因數的變化對變壓器振動特性的影響,在保證負載阻抗值不變的前提下,調節負載電阻及電感的數值以模擬變壓器負載功率因數的變化,振動特性隨功率因數的變化如圖15所示。從圖中可以看出,在100及300 Hz處,振幅隨功率因數上升而增大,而200 Hz處振幅隨功率因數變化不大。另外,同測點的基頻振動隨功率因數增加呈上升趨勢,但該趨勢是非線性的。圖15所示證明,變壓器的振動特性與其運行的功率因數關系密切,基頻分量幅值隨功率因數的變化趨勢符合式(11)的理論分析,在變壓器振動監測的實際應用中不能忽略功率因數的影響。

(a)振動頻譜

(b)基頻振幅圖15 功率因數對振動特性的影響

2.2.4 系統不對稱運行的影響 在電力系統的運行中,由于三相元件、線路參數的不對稱,電力變壓器可能會運行在三相不對稱的工況下,本小節研究了此類工況運行對變壓器振動特性的影響。

在B相不對稱運行度為30%的情況下,變壓器振動頻譜如圖16所示。與對稱運行的情況相比,各相振動頻譜中出現50、150以及250 Hz的頻譜分量。A、C兩相在基頻以及200和300 Hz處頻譜分量下降,400 Hz處分量上升。B相作為不對稱相,由于存在嚴重的過電壓現象,200、300 Hz諧振頻率處的振動分量增大,而100 Hz基頻振動幅值較對稱運行時減小。調節B相負載改變變壓器三相運行不平衡度進行振動測試,可得不對稱相(B相)各頻率處振動分量隨不平衡度變化的趨勢,如圖17所示。基頻分量隨不平衡度的增加下降,200及300 Hz鐵心諧振分量隨三相不平衡運行度增大而升高。

(a)A相

(b)B相

(c)C相圖16 B相30%不平衡度運行對振動特性的影響

圖17 三相不平衡度對不對稱相振幅的影響

試驗中,A、C相施加37%的負載電流水平,當試驗變壓器三相不平衡度達到40%時,不對稱相(B相)基頻振動加速度級變化為1 dB,200和300 Hz的振幅變化可達2～3 dB。國家標準明確規定,在正常情況下電網各相不平衡度不超過2%,短時不超過4%,接于公共連接點的每個用戶引起該點不平衡值為1.6%,短時不超過2.6%[24],因此在變壓器正常運行時,三相不平衡度對其振動幅值影響不大。當系統因故障出現三相不對稱運行時,變壓器振動頻譜的變化出現50、150及250 Hz特征分量,不對稱相振幅變化趨勢與正常運行相不同,可作為故障特征加以區分。

2.2.5 油溫的影響 油浸式電力變壓器運行過程中,連續額定容量下的溫升限值如表2所示[25]。由于變壓器內部工作環境復雜,因此運行過程中油溫變化較大,最高可達140 ℃,隨著近年來超特高壓的發展,在大容量、高電壓的變壓器上,溫升效應更為顯著。油溫的變化對變壓器振動的影響主要表現為對繞組及鐵心力學特性的影響以及振動傳遞特性的影響。

表2 油浸式變壓器連續額定容量下溫升限值

對于一臺220 kV電壓等級200 MV·A容量的油浸式三相變壓器進行溫升試驗下的振動特性測試,試驗結果見圖18。該臺變壓器的冷卻方式是強迫導向油循環風冷(ODAF),油箱表面基頻分量隨油溫上升呈現增長趨勢,且同一繞組中部和底端的增長趨勢基本一致(近似直線斜率接近)。當油溫為48 ℃時開啟風扇制冷系統,繞組底部振動信號出現小幅下降。值得一提的是,靠近C相繞組的風扇組開啟后,A相振動信號中出現150 Hz左右的振動信號,視為風扇組對振動測試的干擾。為了驗證變壓器振動特性隨油溫變化規律的普遍性,另對一臺強迫導向油循環風冷卻的330 kV/240 MV·A的三相變壓器以及一臺油浸自冷式冷卻的10 kV/50 kV·A的三相模型變壓器進行了溫升試驗,對3臺變壓器各測試點振動隨溫度變化趨勢擬合,得到各點斜率如表3所示。由表3可得,對于不同容量變壓器不同測點處的振動信號,基頻幅值隨溫度變化的直線斜率與變壓器容量關系不大,取值范圍在0.005～0.035 m/(s2·℃)內,同一繞組不同位置測點處的斜率值近似。

(a)A相測點基頻振幅

(b)A相底部振動頻譜圖18 油溫對振動特性的影響

測點位置擬合斜率50kV·A200MV·A240MV·AA10.0220.0110.031A20.0170.0100.016B10.0120.0270.019B20.0110.0070.011C10.0080.0110.014C20.0090.0060.007

3 結 論

(1)針對不同分接條件下變壓器振動特性試驗,得到最大分接時的基頻振動分量大于額定分接時的基頻振動分量。

(2)通過理論分析及試驗研究證實了變壓器繞組及鐵心產生的振動無法線性疊加,合成過程與變壓器負載功率因數密切相關。變壓器箱體振動信號中基頻分量隨功率因數的增大而增加,而由負載電流產生的漏磁場對鐵心磁通存在抑制作用。

(3)三相不對稱運行條件下變壓器振動信號頻譜中出現工頻及150和250 Hz分量,為系統不對稱運行時的零序電流諧波入侵的結果。不對稱相上產生的嚴重過電壓使鐵心的諧振頻率(一般為200、300 Hz處)振幅增加。

(4)通過試驗得到了變壓器絕緣墊塊在不同溫度下的力學特性,并以此為基礎從理論上分析了油溫變化對變壓器振動的影響。在ODAF以及油浸自冷式冷卻方式下,測試得到不同容量的變壓器箱體表面不同位置的振動信號在20～50 ℃的溫度區間內與油溫的變化呈近似線性關系,擬合斜率在0.005～0.035 m/(s2·℃)范圍內。

(5)確定了變壓器測試時傳感器的安裝位置對振動信號的影響,通過試驗證明了傳感器安裝位置偏差在±3 cm以上時振動信號已有極大變化,并探討了變壓器的風扇系統的開啟對附近箱體振動信號的污染,建議帶電測試時盡量避開風扇組。

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(編輯 杜秀杰)

Vibration Mechanism and Influence Factors in Power Transformers

ZHU Yeye1, JI Shengchang1, ZHANG Fan1, LIU Yong1, DONG Hongkui2,CUI Zhigang2, WU Jiawei1

(1.State Key Laboratory of Electrical Insulation and Power Equipment, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China;2.Yunnan Power Technology Branch, Yunnan Power Grid Corporation, Kunming 650000, China)

For an oil-immersed transformer core and pancake windings, the transformer vibration parameters are sought out and the vibration superposition is analyzed.The vibration monitoring system with piezoelectric vibration acceleration sensors is constructed and a series of experiments for the influence factors of the transformer vibration, such as current, power factor, unbalance factor and oil temperature, are conducted to investigate the vibration characteristics under different working conditions.It is found that the fundamental component of transformer tank under the greatest tapping is higher than that under principal tapping, transformer tank does not vibrate at linear superposition frequencies of core and windings; the fundamental component of transformer tank grows with the power factor; frequency components of 50 Hz, 150 Hz and 250 Hz appear in the vibration signals of power transformer due to the asymmetry.The experiments show that the fundamental component of the transformer vibration signal increases linearly with the oil temperature; temperature coefficient stays within 0.005-0.035 and does not depend upon the transformer capacity.

oil-immersed transformer; pancake windings; vibration; power factor; unbalance factor; oil temperature rise

2014-07-24。 作者簡介:朱葉葉(1991—),女,碩士生;汲勝昌(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金資助項目(51377130)。

時間:2015-03-18

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150318.0940.002.html

10.7652/xjtuxb201506019

TM835.4

A

0253-987X(2015)06-0115-11