陳忠賢，謝虎波，任文軍，王 贊，高超飛，王 偉

（1.華北電力大學(xué)新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206；2.國網(wǎng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院有限公司，北京 102209；3.北京信息科技大學(xué)，北京 100192）

0 引言

電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行對(duì)經(jīng)濟(jì)社會(huì)的發(fā)展十分重要。電力變壓器在電力系統(tǒng)中屬于核心設(shè)備，其穩(wěn)定的工作狀態(tài)對(duì)電網(wǎng)供電可靠性有著最直接的影響[1-3]。當(dāng)變壓器外部發(fā)生短路時(shí)，可能會(huì)使流過變壓器繞組的電流增加十幾倍甚至幾十倍，產(chǎn)生的巨大電動(dòng)力會(huì)使繞組發(fā)生輻向和軸向變形，嚴(yán)重時(shí)影響繞組結(jié)構(gòu)的機(jī)械穩(wěn)定性，致使繞組發(fā)生扭曲、鼓包、塌陷等不可逆變形[4-6]。傳統(tǒng)的針對(duì)繞組變形檢測(cè)方法可分為電測(cè)量和非電測(cè)量?jī)纱箢?。電測(cè)量主要有短路阻抗法、頻率響應(yīng)法、掃頻阻抗法、電容量變化法等；非電測(cè)量主要包含吊罩檢測(cè)法、超聲波檢測(cè)法、內(nèi)窺鏡法和振動(dòng)帶電檢測(cè)法等。短路阻抗法檢測(cè)時(shí)所需設(shè)備繁雜，費(fèi)時(shí)費(fèi)力，時(shí)效性差，誤診率可達(dá)40%[7-8]；頻率響應(yīng)法測(cè)試靈敏度相較于短路阻抗法較高，降低了電磁干擾的影響，具有測(cè)試重復(fù)性好、儀器操作簡(jiǎn)單的優(yōu)點(diǎn)，是變壓器繞組變形檢測(cè)的主要手段之一，但其只能在離線情況下確定繞組有無形變，且對(duì)繞組端部的故障檢測(cè)靈敏度有待提升[9-11]。振動(dòng)帶電檢測(cè)法根據(jù)繞組變形前后變壓器箱體的振動(dòng)信號(hào)判斷繞組變形狀況，可實(shí)現(xiàn)在線監(jiān)測(cè)，但在變壓器發(fā)生短路時(shí)極易損壞傳感器，未得到廣泛運(yùn)用[12-13]。

光纖傳感技術(shù)使用光纖作為信號(hào)傳輸媒質(zhì)，能夠獲得沿光纖分布的溫度、應(yīng)變、振動(dòng)等信息[14-17]。因其具有傳感距離遠(yuǎn)、抗電磁干擾能力強(qiáng)等特點(diǎn)，在土建工程、鐵路工程、航空航天以及電力行業(yè)等領(lǐng)域得到諸多應(yīng)用。此外由于光纖傳感器體積小和全石英非金屬材質(zhì)，使其在電力設(shè)備狀態(tài)檢測(cè)中更有應(yīng)用前景[18-20]。

目前國內(nèi)運(yùn)用分布式以及準(zhǔn)分布式傳感技術(shù)進(jìn)行繞組變形監(jiān)測(cè)已有初步進(jìn)展。文獻(xiàn)[21-22]基于布里淵散射，將光纖內(nèi)置于銅導(dǎo)線形成光纖復(fù)合導(dǎo)線，用其制作繞組模型使之發(fā)生變形，利用布里淵光時(shí)域反射計(jì)完成繞組變形檢測(cè)，并對(duì)繞組變形信號(hào)實(shí)現(xiàn)模式識(shí)別。文獻(xiàn)[23]將光纖嵌入到繞組線中，并使用光纖布喇格光柵（Fiber Bragg Grating，F(xiàn)BG）對(duì)繞組線的完整加工過程進(jìn)行了應(yīng)變監(jiān)測(cè)，但該工藝只實(shí)現(xiàn)了200 m 連續(xù)生產(chǎn)?；诠饫w傳感檢測(cè)繞組變形技術(shù)無論是分布式還是準(zhǔn)分布式都是將光纖埋入銅導(dǎo)線中制造成光纖復(fù)合電磁線，在實(shí)際工程運(yùn)用中需在繞組制作初期埋入光纖，且在嵌入過程中光纖隨著銅導(dǎo)線的彎曲易發(fā)生斷裂，成本高，工作量大，還未見實(shí)際工程運(yùn)用中的相關(guān)報(bào)道。

鑒于此，本文提出將準(zhǔn)分布式光纖布喇格光柵（FBG）埋入繞組下方層壓板中，即在層壓板表面開槽并鋪設(shè)光纖光柵制造出光纖復(fù)合層壓板。通過建立仿真模型分析變壓器繞組發(fā)生不同形式形變后層壓板表面應(yīng)力分布變化規(guī)律，分析應(yīng)力變化曲線并獲得繞組變形定位信息。最后將35 kV 繞組置于光纖復(fù)合層壓板上，施加不同程度形變驗(yàn)證光纖復(fù)合壓板應(yīng)力變化的準(zhǔn)確性。

1 繞組受力變形的有限元分析

變壓器繞組在受巨大電動(dòng)力后會(huì)產(chǎn)生變形，從變形開始到破壞經(jīng)歷彈性變形和塑性變形階段。彈性變形為可逆變形，塑性形變?yōu)椴豢赡孀冃蝃24-26]。銅導(dǎo)線的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1 所示。OA階段為彈性階段，此階段繞組發(fā)生彈性形變，電磁力卸除后繞組可完全恢復(fù)原樣；AB階段為屈服階段，當(dāng)繞組所受應(yīng)力超過最大彈性力Fe后，繞組便產(chǎn)生不可恢復(fù)的永久變形，即出現(xiàn)塑性形變，B 點(diǎn)的應(yīng)力稱為屈服強(qiáng)度；BC階段為強(qiáng)化階段，屈服階段過后，外力與變形不成比例增加，C點(diǎn)的應(yīng)力稱為強(qiáng)度極限。當(dāng)變壓器繞組受巨大電磁力產(chǎn)生大變形后，會(huì)對(duì)變壓器的正常運(yùn)行產(chǎn)生負(fù)面影響甚至引發(fā)事故。為建立層壓板應(yīng)力分布變化與繞組發(fā)生不同位置變形及變形程度的關(guān)系，運(yùn)用COMSOL Multiphysics 進(jìn)行固體力學(xué)仿真。

圖1 銅導(dǎo)線應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.1 Stress-strain curve of copper wire

1.1 變壓器繞組及層壓板仿真模型的建立

目前國內(nèi)變壓器制作中，油浸式變壓器內(nèi)部繞組通常放置在布有層壓板的層壓木之上，如圖2 所示。自上而下分別是繞組、絕緣板（層壓板）、層壓木。

圖2 油浸式變壓器繞組結(jié)構(gòu)Fig.2 Oil-immersed transformer winding structure

對(duì)于繞組變形監(jiān)測(cè)，繞組正常運(yùn)行未發(fā)生變形時(shí)，繞組的重力均勻分布在層壓板上。當(dāng)繞組發(fā)生局部變形后，繞組重心發(fā)生偏移，導(dǎo)致繞組整體對(duì)層壓板（絕緣板）壓力分布發(fā)生變化，對(duì)于35 kV 繞組，嚴(yán)重的繞組變形導(dǎo)致層壓板受力最大處與最小處相差很大。本文重點(diǎn)研究變壓器繞組發(fā)生具體形變后繞組對(duì)層壓板的壓力變化分布對(duì)應(yīng)關(guān)系。以35 kV 等級(jí)變壓器高壓繞組實(shí)際結(jié)構(gòu)及參數(shù)建立相應(yīng)的有限元模型。繞組發(fā)生形變前后，重心的影響主要取決于繞組本身變形情況，繞組的起頭和末尾部分對(duì)繞組重心的影響很小，可以忽略。在實(shí)際測(cè)量中以將層壓板初始?jí)毫Ψ植紴榛鶞?zhǔn)（即考慮繞組實(shí)際結(jié)構(gòu)與運(yùn)行工況），記錄層壓板壓力變化數(shù)據(jù)，以此判斷繞組是否發(fā)生變形。為便于建模和計(jì)算，本文將該35 kV 雙層圓筒式繞組模型簡(jiǎn)化為空心圓柱體，絕緣板根據(jù)實(shí)際情況簡(jiǎn)化為有一定厚度的盤型結(jié)構(gòu)。具體結(jié)構(gòu)如圖3 所示。

圖3 簡(jiǎn)化后的三維變壓器繞組及絕緣板模型Fig.3 Simplified 3D model of transformer winding and insulating plate

模型規(guī)格參數(shù)見表1，材料參數(shù)見表2。

表1 35 kV變壓器繞組模型規(guī)格Table 1 35 kV transformer winding model specifications

表2 模型材料設(shè)置Table 2 Material parameter settings for model

模型中繞組與層壓板形成裝配體，繞組下表面采用固定約束并與絕緣板上表面設(shè)置為一致邊界對(duì)，網(wǎng)格剖分采用四面體單元。

1.2 仿真研究

由于高壓繞組的整體變形具有沿著徑向擴(kuò)張的趨勢(shì)，低壓繞組的整體變形具有沿著徑向收縮的趨勢(shì)，因此在對(duì)高壓繞組模型施加載荷時(shí)，受力方向沿徑向往外。

1.2.1 同位置不同鼓包程度對(duì)層壓板應(yīng)力變化

由于高壓繞組線餅軸向磁密最大的位置出現(xiàn)在繞組高度的1/4 和3/4 處，即在繞組高度的1/4 和3/4 處最容易發(fā)生鼓包變形[27-28]，故在仿真模型S1處施加點(diǎn)載荷模擬變形，觀察繞組變形后層壓板Z方向應(yīng)變變化量。點(diǎn)載荷范圍為1 000～1 500 kN，步長(zhǎng)為100 kN，分別代表6 種不同鼓包變形程度。為方便位置描述，定義S1 點(diǎn)正下方層壓板弧長(zhǎng)位置為200 mm，按照逆時(shí)針弧長(zhǎng)逐漸增大，弧長(zhǎng)范圍為0～500 πmm，各點(diǎn)載荷位置如圖4 所示。其中，S0 位于繞組最頂端，向下以1/8 繞組高度為梯度依次是點(diǎn)Q，S1，Q2，S2，Q3，S3，Q4，S4；P1 與S1 同高度呈180°對(duì)稱分布，P2 與P3 同高度呈180°對(duì)稱分布。

圖4 不同載荷點(diǎn)位置示意圖Fig.4 Schematic diagram of location of different load points

在S1 處（對(duì)應(yīng)俯視圖弧長(zhǎng)位置200 mm）施加不同大小點(diǎn)載荷后，層壓板應(yīng)變Z方向位移相對(duì)變化量如圖5 所示?？梢钥闯?，在繞組未施加點(diǎn)載荷，即繞組不發(fā)生形變時(shí)，層壓板所受應(yīng)力分布均勻，層壓板各位置Z方向位移相對(duì)變化量為零；在S1處施加點(diǎn)載荷后，層壓板在弧長(zhǎng)值為200 mm 處（S1正下方）所受應(yīng)變變化最大，其余位置相對(duì)應(yīng)變變化近似為零，且隨著施加點(diǎn)載荷值增大，即繞組鼓包變形程度增大，層壓板對(duì)應(yīng)位置應(yīng)變量變化越大；此外，在S1 處施加點(diǎn)載荷增大到一定數(shù)值時(shí)，除層壓板200 mm 弧長(zhǎng)位置出現(xiàn)較大應(yīng)變位移外，在弧長(zhǎng)700 mm 以及弧長(zhǎng)1 300 mm 處出現(xiàn)較小應(yīng)變相對(duì)位移量。

圖5 層壓板各位置Z方向應(yīng)變位移相對(duì)變化量Fig.5 Relative change of strain and displacement in Z direction at each position of laminate

1.2.2 繞組同高度發(fā)生多處鼓包對(duì)層壓板應(yīng)力變化

分別在S1，P1 和P3，S1 和P1，S1 和P1 以及P3處單獨(dú)施加1 200 kN 載荷，得到層壓板應(yīng)力變化分布云圖和應(yīng)變位移Z分量（應(yīng)變位移Z分量可反映該位置所受壓力相對(duì)大小情況），分別如圖6、圖7 所示。

圖6 施加不同載荷數(shù)層壓板應(yīng)力變化云圖Fig.6 Cloud map of stress change of laminates with different loads applied

圖7 施加不同載荷數(shù)層壓板應(yīng)力變化分布Fig.7 Distribution of stress change of laminates with different loads applied

可以看出，僅施加單一載荷時(shí)，層壓板對(duì)應(yīng)位置僅出現(xiàn)1 個(gè)應(yīng)變最大位置，壓力最大值約為最小值的9.6 倍；在施加2 處載荷時(shí)，可分2 種情況：當(dāng)2 載荷關(guān)于繞組成中心對(duì)稱分布時(shí)，如在S1，P1 處施加載荷，層壓板應(yīng)力變化分布集中在4 個(gè)對(duì)稱區(qū)域，且變化在S1 正下方（層壓板弧長(zhǎng)200 mm 處）以及P1 正下方（層壓板弧長(zhǎng)1 000 mm 處）最大，其余2 處變化相對(duì)較小，壓力最大值約為最小值的13倍。當(dāng)2 載荷關(guān)于層壓板成45°角對(duì)稱分布時(shí)，如在P1，P3 處施加載荷，層壓板應(yīng)力變化分布集中在2 個(gè)較寬區(qū)域，壓力最大值約為最小值的9 倍；在施加3 處載荷時(shí)，如在S1，P1，P3 處施加載荷，層壓板應(yīng)力變化分布在3 個(gè)位置出現(xiàn)較大變化，且變化在P2 正下方（層壓板弧長(zhǎng)600 mm 處）最大，在S1 正下方（層壓板弧長(zhǎng)200 mm 處）以及P1 正下方（層壓板弧長(zhǎng)1 000 mm 處）變化較小，壓力最大值約為最小值的11 倍。

1.2.3 層壓板應(yīng)力變化與繞組鼓包高度關(guān)系

研究了不同高度發(fā)生相同程度鼓包形變，層壓板所受應(yīng)力變化分布情況。仿真中在S0，S1，S2，S3，Q1，Q2，Q3，Q4 施加1 200 kN 載荷模擬相同程度形變，記錄最大相對(duì)位移量并進(jìn)行曲線擬合結(jié)果如圖8 所示。可以看出，鼓包變形發(fā)生在繞組靠近中間高度位置時(shí)，層壓板應(yīng)變位移也就越小，當(dāng)鼓包位置遠(yuǎn)離中間位置時(shí)，層壓板應(yīng)變位移會(huì)相應(yīng)增大。

圖8 相同形變下層壓板所受應(yīng)力與變形高度關(guān)系Fig.8 Relationship between stress and deformation height of laminate under same deformation

2 光纖復(fù)合層壓板的制作

當(dāng)變壓器繞組發(fā)生不規(guī)則形變時(shí)，繞組重心發(fā)偏移，使得其對(duì)層壓板的壓力發(fā)生變化，層壓板內(nèi)部應(yīng)力變化分布不均，因此，可通過應(yīng)力傳感器測(cè)量層壓板應(yīng)力變化，判斷繞組重心偏移及繞組變形情況。

2.1 光纖光柵應(yīng)變傳感器測(cè)量原理

當(dāng)光纖布拉格光柵受到壓力或軸向應(yīng)力時(shí)，光柵周期發(fā)生伸縮以及彈光效應(yīng)的存在，會(huì)引起光柵反射波長(zhǎng)偏移，如圖9 所示。λB為FBG 的布拉格波長(zhǎng)，ΔλB為FBG 的布拉格波長(zhǎng)變化量。

圖9 軸向應(yīng)力對(duì)光柵反射譜的影響Fig.9 Influence of axial stress on reflection spectrum of gratings

FBG 的發(fā)射譜中心波長(zhǎng)與柵距之間的關(guān)系為：

式中：neff為FBG 的有效折射率；Λ 為FBG 的柵格周期。

式中：Δneff為FBG 的有效折射率變化量；ΔΛ 為FBG 的柵格周期變化量。

沿光纖軸向施加拉力F，根據(jù)胡克定律，光纖產(chǎn)生的軸向應(yīng)力εz為：

式中：Y為光纖楊氏模量；S為光纖橫截面積。

拉力F 引起的發(fā)射波長(zhǎng)變化為：

式中：Pe為折射率加權(quán)的光彈性系數(shù)。

光纖光柵應(yīng)變傳感器檢測(cè)系統(tǒng)原理圖如圖10所示。

圖10 光纖光柵應(yīng)變傳感器檢測(cè)系統(tǒng)Fig.10 Fiber Bragg grating strain sensor detection system

該系統(tǒng)由寬帶光源、耦合器、單模光纖、光纖光柵以及解調(diào)儀組成。在傳感器檢測(cè)到被測(cè)物發(fā)生形變時(shí)，光纖光柵反射回去的光的中心波長(zhǎng)會(huì)發(fā)生改變，通過計(jì)算機(jī)獲取波長(zhǎng)信號(hào)并解調(diào)，可檢測(cè)出被測(cè)物的應(yīng)力變化。光纖光柵應(yīng)變傳感器的響應(yīng)速度指標(biāo)由光信號(hào)解調(diào)速度限制，本系統(tǒng)采用的是MOI 公司生產(chǎn)的SM125 型光纖光柵解調(diào)儀，掃描頻率為2 Hz，故該傳感器響應(yīng)速度為2 Hz。

2.2 光纖應(yīng)變傳感器布置方法

光纖光柵應(yīng)力傳感器通常使用內(nèi)嵌式或表面粘貼式檢測(cè)應(yīng)力，考慮到本文用于層壓板應(yīng)力測(cè)量以及實(shí)際工作環(huán)境，采用內(nèi)嵌式更有利于保護(hù)光纖不受破壞且檢測(cè)精確度高。凹槽內(nèi)嵌FBG 傳感器封裝結(jié)構(gòu)如圖11（a）所示。本文按照35 kV 變壓器尺寸制作層壓板，外徑500 mm，內(nèi)徑410 mm，高度25 mm，在層壓板每隔45°位置開出一圈1 mm 深，1 mm 寬的凹槽。然后將8 個(gè)中心波長(zhǎng)不同、應(yīng)力應(yīng)變變化曲線相同的應(yīng)力傳感器串接起來，各傳感器間隔為45°，傳感器柵區(qū)長(zhǎng)度為10 mm，如圖11（b）所示。其中FBG 傳感器在拉緊裝置作用下用環(huán)氧樹脂類速干膠封裝于凹槽內(nèi)，確保傳感器在封裝過程中不會(huì)出現(xiàn)彎折現(xiàn)象，防止反射光譜信號(hào)失真。其次為保證良好的應(yīng)力傳遞，需將環(huán)氧樹脂速干膠充滿凹槽。各傳感器數(shù)據(jù)如表3 所示。

圖11 傳感器布置及封裝Fig.11 Sensor layout and packaging

表3 各傳感器格參數(shù)Table 3 Parameters of each sensor

為探究傳感器是否因?yàn)榉庋b操作不當(dāng)?shù)仍驅(qū)е鹿鈻艙p壞或反射光譜畸變、波峰變寬等，將封裝后的傳感器以及加裝繞組的傳感器接入光纖光柵解調(diào)儀，采集1-8 號(hào)FBG 光譜信號(hào)，以1 號(hào)FBG為例得到的光譜信號(hào)如圖12 所示。其中正方形曲線表示光纖光柵還未嵌入層壓板的初始反射光譜信號(hào)，圓點(diǎn)曲線表示光纖光柵嵌入層壓板后反射光譜信號(hào)，三角形曲線表示繞組靜置在光纖復(fù)合層壓板上1 號(hào)FBG 的光譜信號(hào)?？梢姽庾V信號(hào)完整，未出現(xiàn)信號(hào)畸變失真現(xiàn)象，說明自制光纖復(fù)合層壓板數(shù)據(jù)采集準(zhǔn)確可靠，滿足試驗(yàn)測(cè)量要求。

圖12 1號(hào)FBG封裝前后以及加裝繞組后反射信號(hào)譜Fig.12 Reflected signal spectrum of No.1 FBG with winding before and after encapsulation

進(jìn)行繞組變形試驗(yàn)時(shí)，以光纖復(fù)合層壓板加裝繞組后的傳感器波長(zhǎng)為測(cè)量初始波長(zhǎng)，在此基礎(chǔ)上記錄波長(zhǎng)變化量。各傳感器嵌入層壓板后初始波長(zhǎng)、加裝繞組后波長(zhǎng)及波長(zhǎng)變化量如表4 所示。

表4 1號(hào)-8號(hào)FBG傳感器波長(zhǎng)Table 4 No.1 to No.8 FBG sensor initial wavelength nm

3 繞組變形試驗(yàn)及結(jié)果

3.1 試驗(yàn)平臺(tái)搭建

按圖11（b）將傳感器嵌入層壓板制成35 kV 繞組光纖復(fù)合層壓板，制作完成后靜置24 h，確保速干膠完全干燥，保證應(yīng)力傳遞效果。檢測(cè)光纖復(fù)合層壓板各傳感器符合檢測(cè)要求后，將35 kV 繞組置于其之上。由于試驗(yàn)測(cè)量原理是基于繞組受巨大電動(dòng)力發(fā)生變形后，繞組對(duì)層壓板的壓力較正常情況下發(fā)生壓力分布由均勻到不均勻，以及不均勻情況下壓力大小隨變形程度的改變而發(fā)生變化。所以，只要初始狀態(tài)下變壓器繞組穩(wěn)定放置，實(shí)際運(yùn)行變壓器同樣位置受力后，層壓板上各位置傳感器測(cè)量數(shù)據(jù)能一致反映實(shí)際變壓器受力變化趨勢(shì)。而實(shí)際運(yùn)行中壓力變化的數(shù)值大小可能會(huì)因繞組實(shí)際工作環(huán)境發(fā)生微小偏差，但并不影響繞組變形的定位與判斷。最后光纖復(fù)合層壓板及試驗(yàn)繞組實(shí)物圖如圖13（a）所示。

圖13 試驗(yàn)平臺(tái)及實(shí)物圖Fig.13 Test platform and physical map

按圖13（b）搭建試驗(yàn)平臺(tái)，用跳線將SM125 與光纖復(fù)合層壓板的尾纖進(jìn)行連接。其中光纖光柵解調(diào)儀采用的是MOI 公司生產(chǎn)的SM125，其技術(shù)參數(shù)見表5。

表5 SM125參數(shù)Table 5 SM125 parameters

試驗(yàn)開始先對(duì)繞組初始狀態(tài)下各傳感器原始波長(zhǎng)信息進(jìn)行采集，完成后對(duì)繞組施加外力產(chǎn)生形變。本試驗(yàn)使用千斤頂對(duì)特定繞組位置施加應(yīng)力，可使其發(fā)生不同位置、不同程度的外凸變形。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

為了探究繞組發(fā)生變形以及不同程度的外凸變形，繞組對(duì)層壓板應(yīng)力變化，試驗(yàn)中以千斤頂起升高度計(jì)量繞組變形程度。試驗(yàn)首先使用千斤頂兩端分別頂住1 號(hào)FBG 和5 號(hào)FBG 正上方，給繞組施加一定的預(yù)應(yīng)力但不使繞組發(fā)生變形，靜置10 min 后記錄此時(shí)傳感器波長(zhǎng)數(shù)據(jù)以及千斤頂起升高度。此時(shí)起升高度為66 mm，之后以10 mm 為步長(zhǎng)增加千斤頂起升高度，為保證數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，每次加大變形后均靜置10 min 再記錄波長(zhǎng)數(shù)據(jù)，最終記錄千斤頂起升高度從66 mm 至80 mm 各傳感器波長(zhǎng)數(shù)據(jù)。

計(jì)算不同變形程度下各傳感器波長(zhǎng)變化量，得到結(jié)果如圖14 所示。

圖14 1號(hào)-8號(hào)FBG波長(zhǎng)變化量隨變形程度變化曲線Fig.14 Wavelength variation curves with deformation degree for No.1 to No.8 FBG

當(dāng)繞組發(fā)生變形時(shí)，光纖復(fù)合層壓板中各傳感器反射波長(zhǎng)發(fā)生了不同程度的變化。起升高度為67 mm 時(shí)，1 號(hào)傳感器和5 號(hào)傳感器變化幅度相比于其他傳感器最大，波長(zhǎng)變化分別為0.019 5 nm、0.022 nm；3 號(hào)和7 號(hào)傳感器波長(zhǎng)變化幅度最小，波長(zhǎng)變化幾乎為零。

隨著繞組變形程度的增大，1 號(hào)、5 號(hào)、2 號(hào)、6號(hào)、4 號(hào)、8 號(hào)傳感器反射波長(zhǎng)相應(yīng)的發(fā)生不同程度的增大，3 號(hào)、7 號(hào)變化程度極小，且1 號(hào)、5 號(hào)傳感器的變化趨勢(shì)明顯高度其他傳感器。

試驗(yàn)結(jié)果表明，光纖復(fù)合層壓板可檢測(cè)繞組變形帶來的應(yīng)力分布變化，根據(jù)變化的大小可實(shí)現(xiàn)繞組變形程度的檢測(cè)，由變化傳感器的位置及趨勢(shì)可實(shí)現(xiàn)繞組變形的初步定位。本試驗(yàn)千斤頂在1 號(hào)和5 號(hào)傳感器正上方施加壓力變形，故1 號(hào)和5 號(hào)傳感器波長(zhǎng)變化幅度最大。且由于千斤頂兩端受力面積大小不同，故1 號(hào)和5 號(hào)傳感器變化幅度也有所區(qū)別，這與仿真結(jié)果一致。

4 結(jié)論

光纖光柵應(yīng)變傳感器具有靈敏度高、抗電磁干擾等優(yōu)點(diǎn)，在電力設(shè)備安全監(jiān)測(cè)應(yīng)用廣泛。本文提出一種基于準(zhǔn)分布式光纖光柵傳感技術(shù)的變壓器繞組變形檢測(cè)方法，可實(shí)現(xiàn)繞組變形程度及定位檢測(cè)。

1）利用有限元對(duì)變壓器高壓繞組發(fā)生外凸變形時(shí)，層壓板應(yīng)力變化情況進(jìn)行了仿真。結(jié)果顯示，在某一處發(fā)生鼓包變形時(shí)，鼓包處對(duì)應(yīng)正下方層壓板所受應(yīng)力變化最大；相同的鼓包程度下，越靠近繞組中部，層壓板應(yīng)力變化越?。辉诙嗵幇l(fā)生鼓包時(shí)，層壓板會(huì)在多處出現(xiàn)應(yīng)力變化較大位置，其位置和鼓包位置相關(guān)。

2）根據(jù)仿真結(jié)果，為了采集層壓板應(yīng)變變化信息，結(jié)合現(xiàn)有光纖應(yīng)變傳感器技術(shù)設(shè)計(jì)了并制作了光纖復(fù)合層壓板。經(jīng)測(cè)試，封裝后的光纖復(fù)合層壓板反射光譜信號(hào)完好未失真，符合試驗(yàn)要求。

3）利用35 kV 變壓器繞組模型、光纖復(fù)合層壓板搭建了基于準(zhǔn)分布式光纖傳感的變壓器繞組變形監(jiān)測(cè)試驗(yàn)平臺(tái)。使用該平臺(tái)對(duì)繞組2 個(gè)位置施加了14 組不同程度的變形，通過監(jiān)測(cè)光纖復(fù)合層壓板各傳感器波長(zhǎng)數(shù)據(jù)變化實(shí)現(xiàn)了繞組變形監(jiān)測(cè)及定位。

該技術(shù)采用全光纖材料，不易受電磁干擾、體積小、安裝簡(jiǎn)單，能夠?qū)崿F(xiàn)變壓器繞組變形位置和程度的在線實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，準(zhǔn)確度高，為變壓器繞組變形在線監(jiān)測(cè)和故障診斷提供了一種新思路。