李俊卿， 田小靜,2

(1. 華北電力大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，河北 保定 071003； 2. 保定天威保變電氣股份有限公司，河北 保定 071000)

0 引言

隨著變壓器容量的增大，其漏磁場(chǎng)在金屬結(jié)構(gòu)件中產(chǎn)生的雜散損耗隨之增加，不僅降低了變壓器的效率，而且容易使結(jié)構(gòu)件形成局部過熱點(diǎn)，給變壓器的正常運(yùn)行帶來隱患，影響變壓器的使用壽命。為了減小雜散損耗帶來的局部過熱問題，一種有效的措施是在變壓器的結(jié)構(gòu)件上加裝磁屏蔽板，從而減少進(jìn)入金屬結(jié)構(gòu)件的漏磁通[1]。另外，油箱結(jié)構(gòu)不同，也會(huì)影響進(jìn)入油箱的漏磁通及其產(chǎn)生的雜散損耗。因此，準(zhǔn)確評(píng)估變壓器的漏磁場(chǎng)及其產(chǎn)生的雜散損耗對(duì)保證變壓器的安全運(yùn)行具有重要意義。

目前，專家學(xué)者們對(duì)變壓器結(jié)構(gòu)件中的雜散損耗做了大量研究[2～13]。關(guān)于變壓器的漏磁場(chǎng)及雜散損耗，常常采用二維或者三維有限元方法進(jìn)行仿真計(jì)算[2]。由于變壓器結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，為了提高結(jié)構(gòu)件中雜散損耗計(jì)算的精度，有必要建立變壓器的三維有限元模型[3～13]。不同文獻(xiàn)由于研究的側(cè)重點(diǎn)不同，建立模型時(shí)采用的簡(jiǎn)化措施、考慮的結(jié)構(gòu)件及施加的激勵(lì)也不同。因此，建立幾何模型時(shí)，應(yīng)該針對(duì)所研究的問題，選取合適的計(jì)算區(qū)域、進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，以提高計(jì)算精度、減少計(jì)算時(shí)間。文獻(xiàn)[2]研究了不平衡電壓作用下配電變壓器結(jié)構(gòu)件中的漏磁場(chǎng)和雜散損耗,因此，建立了整個(gè)變壓器的三維模型。而研究三相對(duì)稱電壓作用下的變壓器問題時(shí)，通常只需要取變壓器的一半[3]或者八分之一[4]作為求解區(qū)域。從施加的激勵(lì)來看，文獻(xiàn)[2～5]研究的是工頻電力變壓器的漏磁場(chǎng)和結(jié)構(gòu)件損耗，所以施加的激勵(lì)只考慮了基波電流的影響。而文獻(xiàn)[6～7]研究的是高壓直流換流變壓器的雜散損耗，所以在計(jì)算金屬結(jié)構(gòu)件中的漏磁場(chǎng)和雜散損耗時(shí)，除了基波電流外、還考慮了高次諧波電流的作用。

本文以一臺(tái)SFP-410000/220大型三相電力變壓器為例，建立了該變壓器的三維有限元計(jì)算模型，計(jì)算了變壓器的漏磁場(chǎng)及損耗密度分布，分析了油箱箱蓋折彎角度不同對(duì)結(jié)構(gòu)件中雜散損耗的影響，確定了變壓器的最終設(shè)計(jì)方案，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 產(chǎn)品設(shè)計(jì)及其數(shù)學(xué)模型

1.1 產(chǎn)品設(shè)計(jì)

該三相電力變壓器型號(hào)為SFP-410000/220。用戶提出的技術(shù)指標(biāo)為：額定容量410 MVA，額定電壓 236±2×2.50%/16 kV，額定電流1003/14 794.6 A，頻率50 Hz，短路阻抗24.00±5%，連接組別YNd11，冷卻方式為ODAF。

通過初步設(shè)計(jì)，確定該產(chǎn)品采用三相五柱式鐵心結(jié)構(gòu)，鐵心采用30ZH120硅鋼片，主拉板、拉帶、低壓側(cè)升高座及其周圍箱蓋采用20Mn23Al低磁鋼板，旁拉板、腹板、撐板、墊腳及油箱采用Q235B普通鋼板。通過加裝磁屏蔽和電屏蔽來降低雜散損耗引起的局部過熱。低壓側(cè)油箱箱蓋的折彎角度為30°；高壓側(cè)油箱箱蓋的折彎角度為35°，高壓側(cè)出線套管采用尾部均壓球直徑較小的穿纜式套管。

在后期校驗(yàn)中，根據(jù)實(shí)際需要，高壓側(cè)套管需要更換為尾部均壓球直徑較大的導(dǎo)桿式套管。由于高壓套管尾部帶電體的直徑較大，為了滿足絕緣距離的要求，需要加大高壓側(cè)套管升高座的直徑。鑒于油箱箱蓋的折彎角度既要滿足絕緣距離的要求，同時(shí)還要滿足局部過熱的要求，因此擬將高壓側(cè)油箱箱蓋的折彎角度由原來的35°調(diào)整為45°；另外，同類產(chǎn)品的短路阻抗一般為18%，而本產(chǎn)品要求為24%，短路阻抗的增加，也有可能帶來變壓器的局部過熱。為了避免出現(xiàn)局部過熱點(diǎn)，需要分析處在漏磁場(chǎng)嚴(yán)重部位的金屬結(jié)構(gòu)件的磁通密度和局部損耗密度。鑒于此，采用三維有限元方法仿真計(jì)算該變壓器兩種折彎角度下的漏磁場(chǎng)和雜散損耗，使設(shè)計(jì)方案能夠滿足用戶要求。

1.2 數(shù)學(xué)模型

采用三維有限元方法計(jì)算變壓器的漏磁場(chǎng)，進(jìn)而求得結(jié)構(gòu)件中的雜散損耗[14]。

本文采用MagNet軟件計(jì)算變壓器的漏磁場(chǎng)和損耗密度分布。為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間和費(fèi)用，建立幾何模型時(shí)，進(jìn)行了以下簡(jiǎn)化：

(1)考慮到變壓器結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性及所關(guān)心的問題，取變壓器的一半作為求解區(qū)域。由于低壓側(cè)升高座部分的箱蓋及高壓側(cè)升高座部分的箱蓋折彎角度不同，分別建立包含高、低壓側(cè)升高座的二分之一模型。

(2)忽略磁屏蔽板之間的縫隙。

(3)高低壓繞組分別簡(jiǎn)化成實(shí)體圓筒繞組，并忽略鐵心中的油道。

建立的低壓側(cè)幾何模型如圖1所示。

圖1 含低壓升高座的變壓器1/2模型

2 計(jì)算結(jié)果與分析

本文計(jì)算了油箱箱蓋采用不同折彎角度時(shí)變壓器的漏磁場(chǎng)及損耗分布，并給出了不同情況下變壓器各部分的漏磁場(chǎng)及損耗密度分布云圖。所研究的情況，包括以下3種：

(1)低壓側(cè)升高座部分的油箱采用30°折彎角的箱蓋；

(2)高壓側(cè)升高座部分的油箱采用35°折彎角的箱蓋；

(3)高壓側(cè)升高座部分的油箱采用45°折彎角的箱蓋。

計(jì)算的工況為：高壓側(cè)繞組的分接頭置于最小分接頭處，高壓繞組的匝數(shù)為365匝，流過電流為 1 055.8 A；低壓繞組的匝數(shù)為45匝，流過電流為 8 541.7 A。限于篇幅，文中只給出了部分計(jì)算云圖。

2.1 漏磁場(chǎng)計(jì)算結(jié)果及分析

低壓側(cè)油箱磁屏蔽及箱體處的磁場(chǎng)云圖如圖2所示；高壓側(cè)油箱箱蓋采用35°折彎角時(shí)，油箱磁屏蔽及箱體處的磁通密度云圖如圖3所示。

圖2 低壓側(cè)油箱的磁通密度云圖

圖3 高壓側(cè)油箱磁通密度云圖(35°折彎角)

由計(jì)算得到的磁場(chǎng)分布云圖可以得到以下結(jié)果：

(1)低壓側(cè)油箱壁磁屏蔽處的最大漏磁磁通密度為0.67 T；低壓側(cè)的油箱箱蓋上，低磁鋼板附近的普通鋼板處的磁通密度較大，最大磁密為 0.6 T。

(2)高壓側(cè)油箱箱蓋采用35°折彎角時(shí)，鐵心下腹板磁屏蔽處的磁通密度最大值為0.68 T，鐵心下夾件的肢板磁屏蔽處的磁通密度最大值為 1.23 T；油箱箱蓋彎折處的磁通密度較大，最大值為0.5 T。

(3)高壓側(cè)油箱箱蓋采用45°折彎角時(shí)，其磁通密度云圖與采用35°折彎角時(shí)基本相同，折彎角度的不同主要影響的是箱蓋處磁通密度的數(shù)值，故為了節(jié)約空間，沒有給出其磁通密度云圖。下腹板及肢板磁屏蔽處的最大磁密數(shù)值與采用 35°折彎角時(shí)相同，分別為0.68 T和1.23 T；油箱部分的漏磁場(chǎng)最大磁密與采用35°折彎角時(shí)略有不同，箱蓋處的最大磁密為0.58 T，略高于35°折彎角度時(shí)的數(shù)值0.5 T。

通過計(jì)算結(jié)果的對(duì)比可以看到，高壓側(cè)油箱箱蓋角度的增加主要影響了油箱的斜面和彎折處的磁通密度，使得該處的局部磁密增加，而各部件磁通密度的最大值均在允許范圍以內(nèi)。

2.2 雜散損耗的計(jì)算結(jié)果和分析

低壓側(cè)油箱箱蓋的損耗密度如圖4所示。高壓側(cè)油箱箱蓋采用35°折彎角時(shí)，其損耗密度分布如圖5所示。

圖4 低壓側(cè)箱蓋損耗密度云圖

圖5 高壓側(cè)油箱損耗密度云圖(35°折彎角)

由計(jì)算得到的損耗密度分布云圖可以得到以下結(jié)果：

(1)低壓側(cè)油箱箱蓋的損耗密度分布不均勻，低壓側(cè)各個(gè)升高座之間的箱蓋處的損耗密度較大，為450.23 kW/m3，略高于允許值。

(2)高壓側(cè)油箱箱蓋采用35°折彎角時(shí)，鐵心下拉帶和主柱拉板上部邊緣損耗密度較大，主柱拉板處的最大損耗密度為500.52 kW/m3，位于上部?jī)蓚?cè)的邊緣處。在油箱磁屏蔽板上部箱蓋彎折處損耗密度最大，為22.39 kW/m3。均在允許范圍內(nèi)。

(3)高壓側(cè)油箱箱蓋采用45°折彎角時(shí)，磁屏蔽部分的損耗分布與35°折彎角時(shí)相同。油箱部分的損耗分布與35°折彎角相比，兩種折彎角度下的損耗分布規(guī)律基本相同，只不過隨著油箱折彎角度增加，最大損耗密度隨之增大，不過，仍在允許范圍內(nèi)。

不同設(shè)計(jì)方案下，變壓器各個(gè)部件的最大損耗密度如表1所示。

表1 各部件最大損耗密度比較 kW/m3

由表1可以看出，在下拉帶、主柱拉板、低壓引線附近箱蓋損耗密度最大，略高于允許值400 kW/m3。由于這些部件所在的位置處，變壓器油的流速較大，且這些部件的體積很小，產(chǎn)生的損耗不多，所以不會(huì)引起局部過熱。另外，高壓側(cè)油箱箱蓋的折彎角度采用35°和45°，兩種方案相比，對(duì)最大損耗密度的影響，主要表現(xiàn)在油箱部分，高壓側(cè)油箱箱蓋由35°箱蓋改為45°箱蓋后，箱蓋最大損耗密度增加了約7 kW/m3，不過其最大值仍在允許范圍內(nèi)。按照箱蓋彎折處體積折算，雜散損耗增加約1 kW，所以不會(huì)引起局部過熱。這表明箱蓋的折彎角度對(duì)雜散損耗有一定影響，但影響不大。

2.3 短路阻抗計(jì)算

采用能量法，通過磁場(chǎng)儲(chǔ)能計(jì)算短路阻抗[15]。通過仿真計(jì)算，變壓器能量為157 890.16 J。則該臺(tái)變壓器短路阻抗百分?jǐn)?shù)為：

.19%

式中：Uk%為短路阻抗百分?jǐn)?shù)；f為變壓器的額定頻率；W為磁場(chǎng)儲(chǔ)能；S為變壓器的額定容量。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

在變壓器制造廠，對(duì)該產(chǎn)品進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明產(chǎn)品滿足技術(shù)要求。由于漏磁通密度及雜散損耗難于由試驗(yàn)直接測(cè)出，通過短路阻抗UK%和溫升實(shí)驗(yàn)，來驗(yàn)證仿真模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.1 短路阻抗

通過短路實(shí)驗(yàn)，可以得到變壓器的短路阻抗。短路實(shí)驗(yàn)是在高壓側(cè)加電壓、低壓側(cè)短路情況下進(jìn)行的。實(shí)驗(yàn)測(cè)量值(油溫30 ℃)：高壓側(cè)電壓為28.36 kV，短路電流為515.3 A。由以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果計(jì)算可得短路阻抗：

式中：Un和In分別為高壓側(cè)繞組的額定電壓和額定電流；Ukt和Ik分別為實(shí)驗(yàn)溫度下進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)時(shí)高壓側(cè)的試驗(yàn)電壓和電流。

本產(chǎn)品的設(shè)計(jì)要求，短路電抗為24.00±5%，由有限元計(jì)算得到的值為24.19%，由短路實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的值是23.39%，三者相比較，可見本文仿真結(jié)果是正確的，設(shè)計(jì)結(jié)果滿足產(chǎn)品的技術(shù)要求。

3.2 油箱熱點(diǎn)溫升

為了驗(yàn)證設(shè)計(jì)結(jié)果能否滿足要求，在進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)時(shí)，同時(shí)測(cè)量了變壓器的溫升。實(shí)驗(yàn)時(shí)，使高低壓繞組中的電流達(dá)到額定值，進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn),持續(xù)3 h后用溫度巡檢儀和紅外測(cè)溫儀檢測(cè),油箱熱點(diǎn)溫升均不超過31 K，滿足技術(shù)要求。

通過本文的計(jì)算可以看到，雖然油箱的局部磁通密度及最大損耗密度略高，但溫升仍能控制在合理范圍內(nèi)。

綜上所述，該變壓器高壓側(cè)油箱箱蓋采用45°折彎角后，既能滿足絕緣距離的要求，也能滿足局部溫升的要求。因此，最終方案確定高壓側(cè)油箱箱蓋采用45°折彎角。

4 結(jié)論

(1)油箱箱蓋折彎角度不同主要影響油箱的斜面和彎折處的磁通密度分布，箱蓋折彎角度的增加使得該處的局部磁通密度和雜散損耗密度增加。

(2)設(shè)計(jì)變壓器頂部的箱蓋時(shí)，在滿足機(jī)械強(qiáng)度及局部過熱要求的情況下，采用較大的箱蓋折彎角度，可以節(jié)約鋼材等材料。