220 kV電力變壓器引線絕緣分析及優化

殷連開，劉文秋，趙偉娟，李 昂

（廣州西門子變壓器有限公司，廣州 510530）

0 引言

變壓器的引線部分，一般包括各線圈之間的連接、線圈引出線與套管之間的連接以及調壓線圈引出線與有載或無載開關的連線。引線絕緣同樣屬于變壓器絕緣結構設計其中一個重要部分。變壓器的引線都是帶電導體，為保證變壓器的安全運行，進行引線設計必須考慮引線對接地的金屬構件，對油箱、對同相繞組、對異相繞組以及不同相的引線之間。引線的電位越高，引線對各部分的電場狀況越差，在設計過程中需要特別注意。引線到金屬件或者其他帶電體的距離與導體形狀、導體上包扎的絕緣厚度等相關。由于電力建設的發展的需要，目前大容量、超高電壓的變壓器越來越受客戶的青睞，行業的競爭也達到了白熾化的程度。隨著電壓、容量的提高，引線的電氣性能與溫升性能必須兼顧，在滿足電氣安全裕度的情況下，經過對引線絕緣結構進行優化，從而降低變壓器生產制造成本。

目前國內外部分論文對引線進行過電場的分析與研究[1]，通過分析220 kV 高壓引線對升高座的電場，主要優化了升高座的結構[2]。介紹了220 kV 電力變壓器引線結構改進，通過更改引線出頭的方式，以確保產品更加緊湊[3]。通過電場仿真，分析變壓器主絕緣主絕緣，提出一些標準化的設計原則，不過對引線電場介紹甚少[4]。只是針對500 kV 變壓器高壓出線裝置電場分析及校核[5]。是關于不同導線溫升計算推導與計算，但并沒有考慮不同絕緣類型的溫升以及比較相同條件下的電場。各文獻有很多關于電場或溫升計算[6-15]，本文基于以上研究的基礎，綜合比較基于相同背景下的引線分別采用包扎厚絕緣及分隔油隙這兩種結構電場及溫升。本文以一臺SSZ-300 000/220 電力變壓器，高壓引線采用中部出線的結構為例，通過電場計算和溫升計算的分析比較，提供一種既可以滿足電氣性能要求，又能滿足溫升要求的絕緣結構供相關人員參考，另外該結構具有降低變壓器制造成本、提高市場競爭力等優點。

1 引線的電場分類及相關公式

1.1 引線間和引線到其他部分的絕緣距離

（1）引線到引線。不同電壓等級的引線（包括引線對分接引線）之間的絕緣距離，是按照引線的工頻或雷電沖擊全波（折合成工頻）試驗電壓較高的來確定絕緣距離的。分接引線之間的絕緣距離是由調壓段各分接間的雷電沖擊全波梯度決定的。

（2）引線到尖角（鐵軛夾件等）油中的距離可以按照工頻或雷電沖擊全波（折合成工頻）試驗電壓選取。

（3）引線到繞組引線到繞組的絕緣距離按它們的工頻（包括感應試驗）或雷電沖擊全波（折合成工頻）試驗電壓較高的來確定。

（4）引線對平面（比如油箱箱壁） 以一般的絕緣紙為引線絕緣，在干燥的情況下，變壓器的耐電強度為40～50 kV/2.5 mm 時，可近似地用同軸圓柱電場的計算公式來計算引線表面的電場強度，以確定其絕緣厚度[7]。如圖1 所示，對于這種結構，按照高斯定律，使用如下公式進行推導，可以計算任何區域的電場強度。

圖1 n層圓柱導體絕緣結構

式（1）～（5）中：r為圓柱導體電極半徑；l為單位長度；D為電通密度；S為閉合曲面；Ei是在電介質i中r處的電場強度；Di為電介質i中的電通密度值；U為電壓值；τ為線電荷的密度值；εi為電介質i的介電常數；ε0為真空的介電常數；εr,i為電介質i的相對介電常數。

變壓器絕緣材料的相對介電常數如表1[4]所示。

表1 相對介電常數

1.2 220 kV變壓器高壓首端包扎厚絕緣引線結構

對于220 kV 高壓中部出線或者端部出線的產品，高壓線圈首端引出線不可能直接連接到套管，必須通過連接件進行過渡，銅絞線由于其機械性不好，一般不建議使用，優先使用銅棒。根據相關的書籍或者資料介紹，對于高電壓的引線，采用加包一定厚度的絕緣層的辦法，來降低絕緣層外表面油中的電場強度；或者適當加大電極的曲率半徑使引線絕緣表面的電場均勻[8]。按照GB1094.3-2017《電力變壓器第3部分：絕緣水平、絕緣試驗和外絕緣空氣間隙》可知，220 kV 首端耐受的電壓AC/LI/LIC/SI一般為395/950/1050/750，其中全波/截波/操作波折合成工頻試驗電壓均小于395 kV。由于高壓引線需從高壓線圈引出，然后再連接到高壓套管，該引線不可避免會經過夾件、油箱及箱蓋等接地金屬件。本文選取工頻試驗電壓395 kV，銅棒的規格選取φ30，單邊包扎15 mm絕緣，分析該引線對箱壁的電場。

包扎厚絕緣引線結構電場分析如下。首先根據以上的要求，結合CAD 等畫圖軟件，快速建立模型進行分析。如圖2 所示，模型中包括左側的φ30 銅棒單邊覆蓋15 mm 絕緣以及右側的油箱箱壁，銅棒到箱壁的距離為200 mm。為便于分析，忽略其他接地金屬件對高壓引線的影響。首先為模型中各零件定義材料，其中高壓引線、油箱箱壁為金屬件，高壓引線包扎的絕緣為絕緣紙，其余定義為變壓器油（克拉瑪依25#）。絕緣材料電介質的相對介電常數按照表1 進行賦值。根據220 kV 等級相關的試驗電壓，為模型的各邊界來定義電壓值，高壓引線賦電壓值395 kV，油箱箱壁一般情況下是接地的，賦值為0。

圖2 包扎厚絕緣引線結構電場強度

圖3 包扎厚絕緣引線結構的安全裕度

選擇專門的電場計算軟件進行電場強度的E的仿真與校核，電場分析結果如圖2～3所示。由圖可見，原引線包扎厚絕緣結構最大電場強度值約5.76 kV/mm，出線在導線表面處，最小安全裕度為1.16。

1.3 更改后的分隔油隙引線絕緣結構

對以上包扎厚絕緣的引線絕緣結構進行改進，改成分隔油隙的絕緣結構。如圖4 所示，改進后引線絕緣結構相比原來的有比較大的變化：模型中包括左側的Φ30銅棒單邊覆蓋5 mm 絕緣，然后根據小油隙原理分隔出8 mm 的油隙，再覆蓋3 mm 紙板，右側為油箱箱壁，銅棒到箱壁的距離保持200 mm。

圖4 分隔油隙引線結構電場強度分布

圖5 分隔油隙引線結構的安全裕度

1.3.1 分隔油隙的引線電場分析

首先為模型中各零件定義材料，其中高壓銅棒、油箱箱壁為導體，高壓銅棒表面包扎絕緣為絕緣紙，分隔油隙的瓦楞紙板不賦值，最外層使用紙板覆蓋，其余定義為變壓器油（克拉瑪依25#），絕緣材料電介質的相對介電常數按照表1 進行賦值；根據220 kV 等級相關的試驗電壓，為模型的各邊界來定義電壓值，高壓引線賦電壓值395 kV，油箱箱壁一般情況下是接地的，賦值為0。

選擇專門的電場計算軟件進行電場強度的E的仿真與校核，電場分析結果如圖4～5所示。改進后結構最大電場強度值約5.78 kV/mm，同樣出現在導線表面處，最小安全裕度為1.14。

1.3.2 電場強度分析

對比包扎厚絕緣與分隔小油隙這兩種不同引線絕緣結構的電場，得到以下結論：（1）根據這兩種結構中電場強度分析，最大場強值相差不大，最大場強值均出現在銅棒表面。（2）這兩種結構最小安全裕度值差別不大。基于以上兩點，改進后的引線絕緣結構也是可靠的。

2 導線溫升計算及經濟性分析

2.1 引線溫升計算理論

電力變壓器的溫升限值是基于變壓器運行的壽命（一般是絕緣材料的壽命）為考核。油浸式電力變壓器通常是使用A 級的絕緣材料，其允許最高的溫度是105℃，目前關于油浸式變壓器熱點壽命計算溫度按照98 ℃衡量[13]。當溫度超過熱點溫度后，每增加6℃，絕緣的老化率呈指數式的變化，嚴重影響變壓器的壽命，因此對于引線的溫升計算同樣需要考慮。如果沒有特別要求，對于A 級絕緣的變壓器，溫升限值需遵循IEC 或IEEE 標準。對于持續運行條件下，允許的引線溫升=允許的最大導體溫度-計算的最大油溫-年平均溫度。變壓器內部熱量的散出是靠熱傳導、輻射和對流來實現的。

引線中的熱量主要由載流導體直流電阻、集膚效應以及線圈漏磁場引起的附加損耗等。流通電流的導體中所產生的熱量首先經過絕緣的熱傳導方式傳至絕緣外表面，然后通過對流方式進行散熱傳送至變壓器油。引線相對與變壓器油的溫升大部分集中在絕緣層內溫升ΔTi與絕緣表面的冷卻介質之間的溫升ΔTs[5]。

由傳熱學第一、第二定律可得：

式中：d為導線包扎的絕緣厚度，m；S為導線散熱面積，m2；Q為導線的損耗，W；λ為絕緣材料導熱系數，W/(m·K)；α為表面傳熱系數，W/(m2·K)。

2.2 引線損耗計算方法

引線載流導體中線圈漏磁場渦流效應引起的損耗的計算是非常復雜，并且該損耗很小，在電力變壓器的計算中可以忽略。所以實際引線的損耗只考慮集膚效應所產生損耗Pk及電阻產生的損耗Pr，則導線的總損耗P可按照以下等式計算：

式中：k為集膚效應損耗系數，k=Pk/Pr。

銅棒中流過交流電流時，導體截面上的電流密度分布不均勻是因為集膚效應的存在，則單位長度銅棒的損耗P等效[5]：

式中：k為銅棒集膚效應損耗系數，%；D為銅棒的直徑，m；J為平均電流密度，A/m2；ρ為電阻率，Ω m。

對于流通電流的導體如銅棒、銅排等，數值可由專業計算軟件進行掃描計算而得[5]（其集膚效應損耗系數k是一關于導體尺寸的函數）。

2.3 銅棒溫升計算

銅棒引線包扎絕緣的結構如圖6 所示，按照式（6）～（7）可以得到圓銅棒的溫升計算公式：

圖6 銅棒包扎絕緣結構

式中：Q為單位長度引線的損耗，W。

圖7 銅棒有限元分析磁場分布

2.4 銅棒溫升計算結果分析

本文的SSZ-300000/220 電力變壓器流過銅棒的額定電流為787 A，按照1.1 倍過電流為866 A 計算，導熱系數λ=0.16 W/（m·K），表面換熱能力α=100 W/（m2·K）。采用專門有限元溫升計算軟件分析，計算結果對比如表2所示。

表2 銅棒溫升計算結果對比

因為分隔油隙結構的是先包扎5 mm 絕緣，油隙為8 mm，因此外層3 mm 的覆蓋的紙板在計算溫升的時候不考慮。根據以上計算的結果可知，這兩種結構引線的溫升相差10.8 K，分隔油隙的引線絕緣結構的溫升計算中比厚絕緣的引線結構低了很多。另外在導體的絕緣包扎方面考慮，由于需要包扎的絕緣厚度比原來的減少了1/2左右，分隔油隙結構的絕緣包扎時間也比厚絕緣結構的節省一半工時，極大提高了產品的生產效率。

3 結束語

本文以SSZ-300 000/220電力變壓器，高壓引線采用中部出線的結構為例，通過電場計算、溫升計算，分析對比銅棒包扎厚絕緣和銅棒采用分隔小油隙這兩種不同的引線絕緣結構，得出以下結論：（1）在相同條件下，這兩種結構在電場強度、最小安全裕度方面差別不大；（2）同樣的條件下，導線的溫升結果區別比較大，對于在變壓器內部要求引線溫升比較低的情況下，改進后的絕緣結構具用明顯優勢；（3）在導體絕緣覆蓋方面，改進后的絕緣結構能夠節省包扎時間。