SBH15型非晶合金變壓器短路電動力分析及優化措施

于少澤, 咸日常*, 李海濤, 耿 凱, 榮慶玉

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

隨著電網規模持續擴大,用戶對供電質量及可靠性的要求越來越高。配電變壓器作為配網中的核心設備,承載著電能分配與電壓等級變換的重任,是配網安全、可靠和經濟運行的重要保證[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,相應繞組也采用矩形結構。矩形繞組相比于圓形繞組更容易失穩變形,導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定性的特征參量,提出提高繞組抗短路能力的有效措施。

對于變壓器的短路電動力,中外學者進行了一系列研究。魏彩霞等[4]、劉傳彝等[5]、于茂雷等[6]羿通過對配電變壓器承受短路能力的計算,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]通過建立電力變壓器仿真模型對其短路狀態受力進行了研究；張森鵬[10]、咸日常等[11]對變壓器短路累積效應進行了分析,得出繞組在多次短路沖擊下的狀態特征；郭健等[12]、王磊等[13]、陳如龍等[14]對影響非晶合金變壓器抗短路能力的因素進行了研究。目前對變壓器短路電動力的研究多以圓形繞組為主,而對于矩形繞組短路狀態下的受力分布鮮有研究。

通過COMSOL仿真軟件建立場-路耦合的多物理場模型,對矩形繞組在短路狀態下的電流、漏磁、受力等因素進行綜合研究,分析繞組在短路狀態下的電動力分布,提出優化措施建議。

1 繞組短路時的受力特性

以一臺真型SBH15-M-400/10型油浸式非晶合金變壓器為研究對象,對其短路狀態下的受力特性進行理論分析,其基本參數如表1所示。

1.1 電動力分析

變壓器繞組在短路時受到的電動力是由短路漏磁和短路電流共同作用的結果,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。對于短路時產生的輻向力,傳統的圓柱形繞組由于是軸對稱結構,基本不會產生剪切應力,而對于截面為矩形的繞組,則容易因輻向力導致形變。

圖1 變壓器繞組漏磁場和電動力Fig.1 Transformer winding leakage magnetic field and electromotive force

1.2 短路電流的計算

變壓器在三相對稱短路時的電流最大,在此狀態下分析其繞組的電磁力和短路強度。

高壓側短路阻抗為

(1)

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

高壓側短路相電流為

(2)

考慮峰值和短路電流非周期分量的影響,高壓側短路電流最大值為

(3)

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

低壓側短路阻抗為

(4)

式(4)中:U2N為低壓側額定電壓,kV；S2為低壓側額定容量,MV·A。

低壓側短路相電流為

(5)

考慮峰值和短路電流非周期分量的影響,低壓側短路電流最大值為

(6)

2 仿真模型建立

為進一步研究繞組在短路狀態下的受力分布特性,借助COMSOL有限元仿真軟件對其進行建模計算。在保證精度的前提下,對模型作以下假設以簡化計算量。

(1)非晶合金變壓器模型的整體結構沿鐵心界面平面對稱。

(2)忽略匝間絕緣、墊塊、夾件等因素的影響。

(3)繞組導線的電導率為常數,并忽略位移電流對其影響。

矩形繞組變壓器由于其結構特殊,不適用于二維軸對稱模型,三維模型可更好體現其繞組各處在短路時的狀態特征。根據真型變壓器實際尺寸構建了三維仿真計算模型,如圖2所示,主要結構包括鐵心、低壓繞組、高壓繞組和外殼。

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

網格剖分的精密與否直接影響到計算結果的準確性。網格剖分過于精細,將導致計算時間過長；剖分過于粗糙,會降低準確性,影響計算結果。因此主要研究變壓器繞組的抗短路能力,采用分塊處理法對仿真模型進行網格劃分,對于繞組與油箱間的部分粗略剖分；對于繞組和鐵心精度要求高的區域,進行加密剖分。網格剖分圖如圖3所示。

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

3 仿真結果分析

通過三維場-路耦合計算,三相對稱短路狀態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算值的對比如表2所示,可見有限元仿真得到的電流值和公式計算電流值基本相同,驗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算值Table 2 Simulation value and calculation value of short-circuit current in high and low voltage winding

短路狀態下繞組長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,短路狀態下,輻向漏磁沿軸向高度對稱分布,在繞組轉角區域磁通密度較大。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。這是因為靠近繞組中心,軸向分量增加,輻向分量減少。

短路狀態下繞組長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,軸向漏磁場呈現出中間大、兩邊小的趨勢,在繞組轉角區域磁通密度較大。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。軸向漏磁場的最大值在繞組中心處,距離兩端越近,漏磁場越小。這是因為磁場在繞組兩端發生了彎曲,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

短路狀態下繞組長軸的輻向和軸向電動力沿軸向高度分布如圖10、圖11所示。可以看出，變壓器短路電動力與漏磁場的分布密切相關,電動力的分布形態如同漏磁分布。從圖10中可以看出,高壓繞組和低壓繞組輻向力呈現一種相反的趨勢,低壓繞組的輻向力為負值,說明低壓繞組的輻向力對整個繞組起到壓縮的作用；高壓繞組的輻向力為正值,說明高壓繞組的輻向力對整個繞組起到擴張的作用,且低壓繞組受力要強于高壓繞組。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,說明繞組的軸向力對繞組起到壓縮的作用,表現為兩端向中部的擠壓,且越靠近兩端,受力越強。

以上分析得出,低壓繞組軸向受力與高壓繞組相差不大,但輻向受力強于高壓繞組,其輻向穩定性相對較差。低壓繞組結構俯視圖如圖12所示,取點A到點C的周向長度進行研究,得出低壓繞組輻向y方向電動力沿周向分布,如圖13所示；取點B到點D的周向長度進行研究,得出低壓繞組輻向x方向電動力沿周向分布,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,繞組所受電動力方向為y軸反向,表現為擠壓繞組,受力情況基本呈軸中心對稱分布,在短軸處變化較為平緩,于繞組長軸轉角區域驟增,達到最大值,在長軸直線區域逐漸衰減為零。從圖14中可以看出,繞組所受短路力方向為x軸反向,表現為擠壓繞組,受力情況基本呈軸中心對稱分布,在長軸處變化較為平緩,于繞組長軸轉角區域驟增,達到最大值,在短軸區域逐漸衰減為零。比較圖13、圖14可得,繞組長軸方向平均輻向力大于短軸方向平均輻向力,說明繞組長軸相比短軸,短路穩定性更差；兩圖輻向電動力最大值均出現在繞組長軸轉角處,說明繞組長軸轉角處更容易因短路力導致繞組失穩。以上結論符合非晶合金配電變壓器實際運行中的短路故障特征。

計算繞組短路電動力,將電動力傳遞到結構中計算形變,再將結構模型形變傳遞給電磁場,得到在結構形變下的電動力分布特征,再傳遞給結構,依次迭代,得到變壓器短路狀態下的結構形變情況,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向外擴張的趨勢,低壓繞組在輻向力的作用下呈現向內收縮的趨勢,且長軸的形變程度大于短軸,并且在長軸轉角處易發生更嚴重的失穩情況；從圖16中可以看出,高、低壓繞組都呈現一種從兩端到中心收縮的趨勢,且在繞組轉角處收縮趨勢嚴重。因此,為提高繞組的短路穩定性,需要著重提升繞組長軸及其轉角的承力能力。

4 提高抗短路能力的措施建議

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

(1)高壓線圈不能采用稀繞工藝,在繞制時轉速需控制在80轉以下,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,應在線圈油道內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大導致層間絕緣受損。

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

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

(5)繞組相間綁扎前必須確保相間撐緊無縫隙并半疊包繞兩層,每層均刷漆,以增強長軸穩定性。

(6)繞組經壓緊加熱整形達尺寸要求后,進行真空浸漆處理,進一步增加其機械強度和電氣強度。

5 結論

非晶合金變壓器采用矩形繞組導致抗短路能力不足的問題突出,首次以真型SBH15型非晶合金變壓器建立三維仿真模型,通過有限元仿真分析,對其短路電動力進行了分析研究,揭示了短路電動力的分布規律,并得出矩形繞組長軸及其轉角處短路穩定性較差的結論,針對其薄弱之處,在繞組的繞制和裝配環節提出了相應的優化措施。研究結果對進一步提高非晶合金變壓器抗短路能力具有一定的工程實用價值。