電力變壓器負載損耗的影響因素及設計偏差分析

黃 華

(正泰電氣股份有限公司，上海 201614)

由于電力變壓器漏磁通分布的復雜性、材料特性的分散性以及結構件的不規則形狀及位置分布，使得精確求解電力變壓器的負載損耗顯得比較困難。然而，研究如何去相對準確地(如使負載損耗設計值與試驗值偏差控制在±2%以內)計算變壓器的負載損耗是非常必要的[1-2]。負載損耗設計值與試驗值的偏差越小，就越有利于準確地實施變壓器整體成本控制策略，并可杜絕結構件局部過熱的風險，為變壓器的可靠性設計提供保障。

本文從分析影響負載損耗大小的各因素出發，對變壓器產生負載損耗設計偏差的各種原因進行歸納與梳理。

1 負載損耗的影響因素

一般地，變壓器的負載損耗可用下式來表達，即

Pk=Pdw+Pdl+Pea+Per+Poe+Pci

(1)

式中Pk——變壓器的負載損耗，W；Pdw——繞組的直流電阻損耗，W；Pdl——引線的直流電阻損耗，W；Pea——繞組的軸向渦流損耗，W；Per——繞組的幅向渦流損耗，W；Poe——金屬結構件的雜散損耗，W；Pci——環流損耗，W。

從式(1)可知，Pdw、Pdl、Pea、Per、Poe、Pci是影響負載損耗大小的六個因素。無論是負載損耗的優化設計還是尋求其設計值與試驗值的偏離原因，都應立足于這六個損耗影響因素來分析。

1.1 繞組的直流電阻損耗

變壓器繞組的直流電阻損耗表述如下：

(2)

式中Ii——第i個繞組的電流有效值，A；Ri——第i個繞組的直流電阻，Ω。

由式(2)可知，Ii和Ri是影響變壓器繞組的直流電阻損耗Pdw大小的兩個核心變量。顯然，變壓器繞組直流電阻損耗的設計偏差也來自下面兩個方面。

(1)Ii數值計算不準確。對于普通的電力變壓器，此情形一般不會出現。而對于特殊結構的電力變壓器，則有可能出現某一或某些繞組Ii值計算不準確的情形。如軸向分裂變壓器在分裂運行時非分裂繞組內的載流大小、旁柱調自耦變中勵磁繞組的電流、主變調變混合調壓時各繞組的電流大小分配等。

(2)Ri設計值與試驗值存在差異。導線電阻率的設計值與實際值并不完全相同。如當需要增強繞組的短路能力時，導線的屈服強度會有所增加，其電阻率也會相應增加；此外，同一繞組的導線可能采用了不同截面的線規，而設計時未加以詳細考慮。

對一般的電力變壓器來說，變壓器繞組的直流電阻損耗Pdw約占比整個負載損耗Pk值的80%。因此，Pdw值的準確設計是實現Pk值準確設計的重要前提之一。

1.2 引線的直流電阻損耗

對于大多數電力變壓器來說，變壓器引線的直流電阻損耗Pdl占比很小，一般為負載損耗Pk的1%左右。

對于匝數特別少(如10匝左右)的大電流繞組，由于引線的全部長度與繞組本身的導線總長相比，占有相當大的比例。因此，此時引線的電阻損耗亦占有相應繞組直流電阻損耗很大的比例。

以一臺7 000 kVA,35 kV/0.46 kV的雙繞組變壓器為例，低壓引線的直流電阻損耗Pdl設計值約為7 kW，占整個負載損耗Pk的10%左右。

可見，在某些情況下(如小容量低電壓產品)，引線的直流電阻損耗也可能成為影響負載損耗大小的重要因素之一。

1.3 繞組的軸向渦流損耗

繞組的軸向渦流損耗Pea是指由交鏈繞組的軸向漏磁在繞組中所引起的渦流損耗。

變壓器繞組的軸向渦流損耗Pea可用下式來表達：

(3)

式中K1——與導線電阻率有關的常數；f——變壓器的工作頻率，Hz；ai——第i根小導線的幅向厚度，mm；bi——第i根小導線的軸向寬度，mm；Bi——第i根小導線處的平均軸向磁密峰值，T；Di——第i根小導線的平均匝長，mm。

由式(3)可知，變壓器繞組的軸向渦流損耗Pea近似地與導線的軸向寬度bi成正比，與導線的幅向寬度ai的三次方成正比，與軸向磁密峰值Bi的平方成正比。

因為軸向磁密Bi值分布與計算相對簡單，變壓器繞組的軸向渦流損耗Pea一般可以獲得相對準確的設計值，工程設計中出現的設計偏差常見于如下情形。

(1)非載流繞組的軸向渦流損耗。當非載流繞組置于其他載流繞組之間時，盡管其直流電阻損耗為零，但由于其處在恒定的漏磁場中，相應繞組的軸向渦流損耗具有一定的大小。

(2)電流相位不一致的繞組。當繞組電流相位不一致時，不能按傳統方法計算導線的軸向渦流損耗，否則，可能引起較大的設計偏差。

1.4 繞組的幅向渦流損耗

繞組的幅向渦流損耗Per是指由交鏈繞組的幅向漏磁在繞組中所引起的渦流損耗。

變壓器繞組的幅向渦流損耗Per可用下式來表達：

(4)

從準確計算的角度來說，繞組的幅向渦流損耗Per不應在計算中忽略。在下列情形下，其值甚至有可能超越其對應軸向渦流損耗Pea的大小。

(2)帶分接區域的繞組。對于自身帶分接抽頭的繞組，在分接區域附近，相關繞組的幅向漏磁較大，與此區域對應的導線幅向渦流損耗也可能較大。

(3)電抗高度不等的主繞組。當主繞組的電抗高度相差較大時(如超過3%)，則繞組的幅向漏磁往往較大，此時繞組的幅向渦流損耗則極有可能達到一個非常高的數值，成為負載損耗的主要分量之一。

從負載損耗優化設計的角度出發，變壓器設計應盡可能規避這些情形，以大幅減少繞組的幅向渦流損耗Per的大小。

1.5 金屬結構件的雜散損耗

金屬結構件的雜散損耗Poe本質上是繞組空間外的漏磁與金屬結構件相交鏈而引起的渦流損耗與磁滯損耗之總和。

目前，尚未有統一的公式來精確計算分布于變壓器油箱內外金屬結構件的雜散損耗，一般采用經驗公式進行估算。

電力變壓器的雜散損耗主要分布于油箱、夾件、拉板、鐵心最外層硅鋼片中。此外，大電流引線在鄰近金屬結構件引起的雜散損耗也應被計入。

1.5.1油箱中的雜散損耗

油箱中的雜散損耗主要分布于箱壁和箱蓋。箱壁的雜散損耗主要由繞組本身的漏磁引起，而箱蓋(包括升高座)的雜散損耗則主要由大電流引線的漏磁產生。

在箱壁內表面敷設磁屏蔽是一種有效降低箱壁雜散損耗的傳統方法。磁屏蔽降低雜散損耗的效果與磁屏蔽的敷設面積與方式、最外層繞組至油箱內壁的距離、繞組的容量與短路阻抗均有一定的關系。

一般情形下，油箱磁屏蔽總是能起到一定的降低雜散損耗的效果，且變壓器額定容量越大、短路阻抗越高，效果越明顯。但當磁屏蔽設計不合理時，則起不到預期的降低雜散損耗的效果。如下列情形。

(1)當繞組距離箱壁距離較大時。如有載調壓的電力變壓器，由于最外層繞組至有載開關側箱壁距離較遠(一般在800 mm以上)，則有載開關側的箱壁此時已沒有必要敷設油箱磁屏蔽；

(2)單相變壓器的磁屏蔽水平布置時。油箱磁屏蔽可沿水平或垂直方向布置，兩種布置方式降低雜散損耗的效果接近，但機理不完全相同。

當磁屏蔽垂直布置時，每相繞組的漏磁通過磁屏蔽形成一個相對獨立的磁回路；當磁屏蔽水平布置時，三相的漏磁通過一個磁回路而實現大部分的中和。對于單相變壓器而言，當油箱磁屏蔽水平放置時，無法產生預期的降耗效果。

1.5.2夾件中的雜散損耗

夾件中的雜散損耗是整個金屬結構件中雜散損耗的主要分量之一，對于大容量變壓器(如三相100 MVA以上)而言，若不采取任何措施，則夾件的雜散損耗有可能占變壓器整個雜散損耗50%以上。

繞組端部至鐵軛的距離對夾件的雜散損耗有著明顯的影響。距離越大，雜散損耗越小。

由于變壓器繞組下端部至下鐵軛的距離往往比繞組上端部至上鐵軛的距離小很多(出于絕緣設計考慮)，則一般下夾件比上夾件的雜散損耗大很多。

起壓緊作用和支撐作用的夾件支板，應盡可能減少其寬度，以降低雜散損耗。

超大容量、特高阻抗的電力變壓器，一般采用如下方法來降低夾件中的雜散損耗：

(1)增大繞組端部至鐵軛的距離。即確定繞組端部到上下鐵軛距離時，除了考慮“電氣距離”和“機械距離”外，還應考慮“磁距離”；

(2)夾件采用無磁鋼板。當部分或全部夾件采用無磁鋼板后，相比普通導磁鋼板，由于磁導率的大幅降低，夾件上漏磁密也隨之大幅降低，夾件的雜散損耗將大幅減少；

(3)采用器身磁屏蔽技術。利用硅鋼片的高導磁特性，仿效油箱磁屏蔽的原理，在繞組端部的壓板和托板設置一定形狀的磁屏蔽，將端部漏磁的絕大部分導入鐵心硅鋼片中，最大限度地避免漏磁與夾件的交鏈程度，從源頭上大幅度降低夾件的雜散損耗。

此種降低夾件雜散損耗的“器身磁屏蔽”技術特別適用于超大容量的變壓器。如我公司生產的780 MVA/220 kV發電機變壓器，在采用“器身磁屏蔽”技術后，整體的雜散損耗可減少約100 kW，占整個雜散損耗的40%左右。

1.5.3鐵心最外層硅鋼片中的雜散損耗

除了主磁通會在鐵心硅鋼片中產生空載損耗外，漏磁通也會產生附加的損耗，主要集中于最外層一級的硅鋼片中。

對于不同類型的變壓器來說，漏磁通產生的附加損耗占整個雜散損耗的比例不同。對于有些類型的產品，這部分的附加損耗可能成為整個雜散損耗的主要分量之一。

目前，降低此類雜散損耗的方法一般在最外層一級的硅鋼片開槽，即將一個整體的大寬片分解成幾個小寬片。

1.5.4鐵心拉板中的雜散損耗

鐵心拉板中的雜散損耗主要由靠近鐵心側的載流繞組的幅向漏磁引起，其數值大小近似地與拉板厚度成正比，與拉板寬度的3次方成正比，并與幅向漏磁密的大小以及覆蓋長度相關。

仿真計算表明，鐵心拉板如果結構設計合理(如繞組兩端流入的幅向漏磁可在拉板回路中實現大部分中和)，即使采用導磁鋼板，其中的雜散損耗也是一個非常小的數值，其占整個雜散損耗的比例很小，可以忽略不計。

以我公司生產的780 MVA/220 kV三相電力變壓器為例，六件拉板損耗總和的計算值僅為1.3 kW。

這里需要注意的是，如果拉板與夾件等金屬部件形成一個導電的回路，則這些金屬部件上會有一定大小的環流損耗。

1.5.5引線所引起的雜散損耗

引線所引起的雜散損耗是指引線產生的漏磁與鄰近的金屬結構件相交鏈而產生的附加損耗。當引線中通過的電流較大(如2 000 A以上)時，其在鄰近金屬結構件所引起的雜散損耗可能較大，例如下列情形。

(1)繞組首末端出頭與夾件磁距離不夠。特別是當大電流的低壓繞組置于靠近最內側(靠近鐵心側)時，繞組首末端出頭處的引線周圍存在較大的漏磁，則勢必會在鄰近夾件上引起較大的雜散損耗。

一般解決此問題的方法有三種：一是將靠近大電流引線的夾件更改為無磁鋼板；二是將繞組設計成U型結構，其首末端同時從上或下引出；三是將大電流的繞組設計于遠離夾件的位置，如最外側。

(2)大電流引線在箱蓋及周圍引起的雜散損耗。當大電流引線穿越箱蓋進入套管時，會在箱蓋、升高座及周圍的金屬結構件產生一定大小的雜散損耗。

某些情況下，此雜散損耗的數值可能較大。如離相布置的低壓升高座，當箱蓋未采取任何磁路處理措施的情況下，三相分離的大電流引線則會在附近的金屬件(尤其是升高座之間的箱蓋)產生較大的雜散損耗 。

以一臺80 MVA/110 kV雙繞組變壓器為例，低壓線電流為4 400 A，箱蓋采用普通鋼板，低壓升高座(采用無磁鋼板)離相布置。通過試驗對比發現，當在低壓升高座相間的箱蓋采取合理隔磁處理措施后，負載損耗可減少10 kW左右。

1.6 環流損耗

變壓器的環流損耗Pci主要是指繞組并聯導線換位不完全引起環流而產生的附加損耗，其數值與導線所處的漏磁密大小以及不完全換位的程度有關。

由于漏磁場分布的空間復雜性，繞組的設計很難做到絕對的完全換位。一般意義上“換位完全”的變壓器，也總是存在或多或少的環流損耗。

環流損耗較小的情形是可以接受的，比如位于主繞組最外側的調壓繞組，由于漏磁密數值很小，即使繞組導線不換位，所產生的環流損耗也很小，計算中完全可以忽略。

實際變壓器設計中，下列情形下的繞組換位問題往往容易被忽視，可能成為負載損耗設計誤差的主要來源。

(1)調壓繞組位于主漏磁空道之間時。當調壓繞組位于繞組主漏磁空道之間時，盡管各幅向并聯導線處于相同的縱向磁密中，但由于所包圍的漏磁面積不同，各導線的漏感電勢并不相同，加之調壓繞組的電阻很小，并且分接較多，則總體上有可能產生較大的環流損耗。在特殊情況下，其數值可能達到所有繞組直流電阻損耗總和的數倍之多。

(2)存在分接區的主繞組。無勵磁調壓的電力變壓器，分接區往往會設計在主繞組上。此時，如果繞組分接區的導線為幅向多根并繞，則變壓器繞組的換位問題應在不同分接下考慮。

2 負載損耗的設計偏差分析

理論上，當只有把負載損耗的各個分量都準確計算后，總體的負載損耗值才能得到準確計算結果。

對不同類型的電力變壓器來說，影響負載損耗的每一個因素，都可能最終成為影響負載損耗設計準確度的主要因素。

當負載損耗設計值與試驗值出現較大偏離時，在排除試驗誤差后，一般是由下列原因之一或組合引起的。

(1)各繞組的電流分配大小或繞組電阻值計算不準確；

(2)引線的電阻損耗計算不準確或未計算；

(3)繞組的軸向渦流損耗計算不準確或未計算，如位于主空道的非載流繞組；

(4)繞組的幅向渦流損耗計算不準確或未計算，如主繞組電抗高度不等、繞組端部線規軸向寬度較大時、繞組中部設置有調壓分接區時等情形；

(5)油箱壁的雜散損耗計算不準確，如油箱磁屏蔽設計不合理時；

(6)夾件中雜散損耗計算不準確，如大容量變壓器的產品，未考慮繞組端部到上下夾件的“磁距離”，也未采取任何有效的漏磁控制措施；

(7)鐵心最外層硅鋼片中的雜散損耗未考慮。如對大容量、高漏磁變壓器，未采取相應的措施來降低此雜散分量；

(8)大電流引線引起的雜散損耗未考慮。如大電流繞組端部出線距離夾件磁距離不夠，大電流引線穿越箱蓋或升高座時未實施相關隔磁、導磁處理措施等；

(9)結構設計不合理導致存在環流損耗。如位于主繞組漏磁空道的調壓繞組未換位、拉板與夾件形成導電的回路等。

3 結語

通過分析發現，影響電力變壓器負載損耗大小的因素眾多，并且任何一種影響因素都可能成為主要的影響因素。

因此，當變壓器負載損耗設計值與試驗值存在較大偏差時，應結合該變壓器的自身特點，并對照所描述的負載損耗影響因素及設計偏差原因，采用排除法進行逐一分析。必要時，應采用三維仿真軟件進行更加準確地計算。

此外，當反映變壓器雜散損耗大小的雜耗系數偏大時，也可以采用本文所描述的理論對照分析，以便在設計階段即實現最優化的雜散損耗，從而為變壓器負載損耗的優化設計奠定基礎。