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大型变压器绕组结构对漏磁场及短路电动力的影响


第 37 卷 第 3 期 2000 年 3 月

变压器

TRANSFORMER

Vol. 37 March

No . 3 2000

大型变压器绕组结构对漏磁场及短路电动力的影响 李 英 , 杨力军 , 辛朝辉
1 2 1

( 1. 沈阳变压

器有限责任公司, 辽宁 沈阳 110025; 2. 黑龙江电力职工大学 , 黑龙江 哈尔滨 150000) 摘要: 以具体计算实例分析了不同绕组结构对漏磁场及短路电动力的影响, 提出了在大型变压器设计时改 善
漏磁场 、 提高机械强度的几点建议 。

关键词 : 变压器 ; 绕组结构 ; 漏磁场; 短路强度 中图分类号 : TM42 文献标识码 : A 文章编号: 1001- 8425( 2000) 03- 0007- 05 算出绕组径向和轴向磁场沿绕组高度方向的分布情 况 , 求解简单迅速。漏磁场计算原理如图 1 所示。 基本假设如下: ( 1) 铁心柱是一个磁导率为无 穷大的理想圆柱体, 在计算磁场时利用镜像原理应 考虑铁心 截面对漏磁场的影响; ( 2) 绕 组截面为矩 形 ; ( 3) 忽略其他零部件的影响。 首先, 计算出绕组在空间各点产生的磁感应强 度。如图 1 所示, 安匝区域的电流密度设为 J , 根据 毕奥 ) 沙伐定律 , 在电流区内 ( x , z ) 点附近的小单 元上, 电流 J d x dz 在 P 点产生磁场 d B | dB | = L0 @ J @ d x dz 2Pr

近年来 , 大容量变压器短路强度不够引起的事 故已成为变压器损坏的重要原因 , 严重影响了变压 器及整个电网的安全可靠运行 , 已成为普遍关注的 重要技术问题之一。国家标准 GB 1094 和国际标准 IEC 均对变压器承受短路能力做出了相应规定 , 有 一些国内外 客户对 500kV 产品也要求进行短 路试 验, 这些都说明了提高产品机械强度的重要性。在 设计制造中 , 提高产品承受短路冲击能力的主要方 法有两种 , 一是提高绕组制造水平 , 提高其本身的许 用强度; 二是在绕组设计时使其结构更趋合理 , 改善 漏磁场分布, 从而降低 电动力, 提高产品安全 可靠 性。本文就是从这一角度, 以具体实例说明绕组结 构对漏磁场及机械强度的影响。

其中, r 为源点到场点的距离 , dB 垂直 r 。 把 dB 分解成径向磁场和轴向磁场, 并对整个 安匝区域分别进行积分 Bx = Bz

1

绕组内的磁场分布
绕组中的漏磁可分为轴向分量和径向分量。其

中轴向分量分布比较简单 , 沿绕组高度变化较小, 而 径向分量沿绕组高度的分布十分复杂, 由它引起的 轴向短路电动力分布也很不均匀。随着变压器单台 容量的增加 , 这一问题更为突出。绕组结构特别是 绕组型式、 导线选择、 油道垫块排布直接影响漏磁场 的分布, 漏磁场分布又直接影响短路电动力的作用 , 所以应充分考虑绕组结构与漏磁之间的相互关系。 变压器绕组位于铁心窗口内, 沿绕组高度上磁 场分布基本是轴对称的。为了便于工程计算, 本文 采用二维解析法对漏磁场进行分析 , 它具有以下特 点: ? 在变压器绕组半径较大的情况下 , 在纵向截面 上可以把导线看成无限长直导线 , 把铁心表面等效 成无限大平面, 这样的分析结果不会产生很大的误 差; ?借助于镜像法考虑铁心对漏磁场的影响 ; ? 利 用程序可以把绕组划分成若干个安匝区域, 可以计

Q x JL =2PQ( x - x )
s 0 s 0

J L0 2P

z0 - z 2 2 dx dz ( x - x 0) + ( z - z 0)
0 2

- x 2 d x dz + ( z - z 0)

( 1)

其中, ( x 0 , z 0 ) 为场点坐标。 空间任一点的磁感应强度由多个绕组及其在 铁心中的镜像共同形成 , 通过计算绕组中任一点的 磁感应强度, 进而研究漏磁场在绕组中的作用。漏 磁场在绕组中的分布 , 不但随着绕组的轴向高度变 化 , 而且随着绕组的辐向尺寸变化, 尤其是径向分量 在端部变化更大。因此 , 在计算时不但轴向上把绕 组分成若干段, 而且在径向上也要分成若干段, 以保 证计算的精度。 沈阳变压器有限责任公司于 1998 年 1 月 , 在国 家检测中心强电流检验室按照国家标准对 SFP775 000 P 220短路试验样机进行了短路试验并顺利通 过。该 台样 机 是 高、 低 压 两 绕 组结 构 , 单 相容 量

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变压器

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图 1 磁场分析原理图
( a) 镜像坐标与原坐标关系 ( b) 单个安匝区在空间任一点产生的磁场

25MVA, 电压为 220 P 10. 5kV, 短路阻抗为 13. 54% , 电 流为 196. 82 P 2 386. 95A。以额定运行时漏磁场分析 为例 , 根据式( 1) 计算漏磁场在绕组中的分布。低压 绕组和高压绕组的径向和轴向磁场强度见图 2。 由图 2 可知 , 外绕组 ( 高压绕组 ) 外表面的漏磁 径向分量值高于内表面 , 而内绕组 ( 低压绕组 ) 与此 相反, 内表面的漏磁径向分量值高于外表面。由于 内绕组大都电压较低 , 离铁心较近 , 故漏磁径向值高 于外绕组。该台变压器低压绕组内表面磁感应强度 径向分量值达 0. 089 29T, 所以对内绕组由漏磁径向 分量引起的电动力效应要更加注意。实际情况也证 明了这一点, 在变压器短路损坏事故中 , 内绕组的径

向和轴向损坏是较为常见的。

2 线饼排布对径向磁场和轴向短路电动力 的影响
变压器正常运行时漏磁场在绕组中产生的电动 力并不大, 但在短路状态下 , 绕组所承受的短路力可 高达正常时的几十倍。短路力的大小和方向 , 与磁 场大 小、 方 向 以 及 分 布 有 关。下 面 以 某 台 单 相 107. 5MVAP 500kV产品的三种设计方案为例 , 对线饼 排布的变化导致线饼径向磁场的变化, 从而改变了 轴向电动力的分布情况加以分析。该台产品三种绕 组设计方案如表 1 所示。

图 2 SFP7- 75 000 P220 短路试验样机绕组漏磁场分布

第3 期



英、 杨力军、 辛朝辉 : 大型变压器绕组结构对漏磁场及短路电动力的影响 表 1 某台单相 107. 5MVA P500kV 产品三种设计方案的对比

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项 目 对比内容 高度 P m 匝数 绕组形式 低压 2. 29 47 双螺旋

方案 ? 高压 2. 29 777 内屏连续式 低压 2. 29 47 双螺旋

方案 ? 高压 2. 29 777 内屏连续式 低压 2. 31 47 双螺旋

方案 ? 高压 2. 31 776 内屏连续式

匝数 垫块高 P mm 匝数 垫块高P mm 匝数 垫块高 P mm 匝数 垫块高 P mm 匝数 垫块高 P mm 匝数 垫块高 P mm 15. 5 16 安匝分区 15. 5 102 136 136 190. 5 317. 5 77. 25 47. 5 65. 25 79 轴向力 P kN 轴向强度 P kN 安全系数 结 论 7 291. 59 4 731. 83 0. 65 56. 5 98 31. 5 21 33. 75 54. 75 6 654. 49 6 048. 27 0. 91 6 859. 22 5 630. 1 0. 82 15. 5 16 15. 5 102 235 102 189. 9 317. 8 77. 3 47. 6 65. 3 79. 1 70 134. 5 31. 5 21 33. 75 54. 75 4 690. 48 5 640. 39 1. 2 机械强度较好 15. 5 16 15. 5 97. 5 275 97. 5 170. 9 317. 8 77. 3 51. 6 71. 3 87. 1 109 90 31. 5 21 33. 75 44. 75

3 385. 70 7 638. 02 2. 26

1 391. 99 7 675. 56 5. 51

机械强度不合格

机械强度不合格

注 : 高压绕组为一半高度。

从方案 ? 到方案 ? 的变化 , 是对低压绕组的线 规进行调整, 使其宽厚比减小 , 垫块高度相应增大较 多。高压绕组端部垫块高度进行了调整, 低压绕组 径向磁场中部过零点有增加的趋势 , 高压绕组轴向 磁场减小, 使外绕组径向受力减小。从方案 ? 到方 案 ? 的变化, 是低压绕组高度增加 , 油道垫块也相应 增加, 高压绕组中部线 规辐向尺寸减 小, 宽厚 比增 加, 每饼匝数增加, 端部匝数 减小, 油道垫块增大。 高压绕组径向磁场端部最大值减小, 从 0. 054T 减小 到 0. 044T 。径向磁场过零点向中部移动 , 轴向磁场 减小 , 从 0. 048T 减小到 0. 04T 。方案 ? 低压绕组径 向磁场曲线与通过短路试验的 75 000MVA 低压绕组 径向磁场曲线趋势比较接近。低压绕组径向磁场中 部过零点增加, 使高压绕组、 低压绕组轴向电动力明 显减小 , 对端部结构件的冲击作用也明显减弱。三 种设计方案低压绕组磁场变化对比见图 3。从三种 方案的对比中可以看出 , 方案 ? 和方案 ? 轴向机械 强度安全系数小 于 1. 0, 不能满足强度要求。在其 它电气性能, 如损耗、 温升等满 足合同要求的 前提 下, 可以对绕组的线饼、 垫块分布进行调整, 改善径 向磁场和轴向短路电动力的分布 , 使安全系数大于 1. 0, 以满足机械强度的要求。 由此可以得出结论, 绕组径向磁场和轴向电动力 与线饼及油道垫块排列有很大关系。通过调整安匝 可以改善径向磁场和轴向电动力, 此时有些区域的安 匝处于适量的不平衡状态。低压绕组的最大轴向电

动力通常出现在绕组中部, 当径向磁场曲线中部过零 点增加时, 轴向电动力减小。导线的宽厚比与绕组的 机械强度有很大关系, 减小导线的宽厚比是增大绕组 轴向许用强度的一条途径, 但有时可以通过增大导线 宽厚比来改变线饼的排布, 改善磁场 , 降低短路电动 力, 对提高绕组的可靠性作用效果更明显。

3

绕组结构对轴向磁场和径向力的影响

下面以某台 31. 5MVAP 110kV 产品为例 , 讨论绕 组结构与轴向磁场和径向电动力之间的关系。该台 产品 是带调 压的三绕 组变压器 , 电 压为 110 P 38. 5P 6. 3kV, 由 于 中 ) 低 运 行 时 短 路 阻 抗 较 低 ( 约 为

图 3 三种绕组 设计方案径向磁场曲线对比

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6. 5% ) , 在不考虑系统阻抗时 , 短路电流较大 , 短路 情况较为严重, 以这种运行状态为例进行分析。在 低压绕组设计方案不变的情况下 , 以中压绕组的两 种设计方案对磁场的影响进行了对比分析。中压绕 组为连续式, 两种方案的基本参数列入表 2。 从绕组的轴向磁场两种方案的对比来看, 绕组 结构变化对轴向磁场的影响较小 , 轴向磁场主要与 绕组的位置和主绝缘距离等尺寸有关。通过改变线 饼排列来调节轴向磁场降低外绕组的径向拉应力的 作用不大 , 可以通过增大线饼的截面积 , 降低电流密 度来降低外绕组的径向拉应力。
表 2 某台 31. 5MVAP 110kV 产品两种设计方案径向 拉应力的对比
对比内容 电流P A 匝数 绕组高度 P m 段数 垫块总高P mm 线饼总截面积 P mm
2

图4
方案 ? 472. 4 228 1. 23 80 279 147. 9 199. 04 方案 ? 472. 4 228 1. 23 78 247 172. 25 88. 40

调压绕组位置对高压绕组径向磁场的影响

从以上的对比可以看出, 调压绕组位置的变化引 起了高压绕组径向磁场的变化, 也导致了绕组轴向短 路电动力的变化。在最大分接时调压绕组上下两部 分的位置向中部移动, 轴向短路电动力减小 , 因此, 调 压绕组对磁场及轴向电动力的影响是不容忽视的。

5

结论

计算环向拉应力 P N# mm - 2

( 1) 绕组区域漏磁场分布与绕组的结构、 型式有 关 , 绕组的内外表面的径向、 轴向磁场是不同的, 内 绕组的径向磁场值高于外绕组, 引起的短路电动力 也较大。 ( 2) 内绕组径向磁场和轴向短路电动力与线饼 排布有很大关系。通过 安匝调整可以 改善径向磁 场 , 在一定条件下适度的安匝不平衡可能更有利于 径向磁场, 径向磁场过零点增加 , 轴向电动力减小。 ( 3) 线饼的排布对轴向磁场的影响较小 , 提高绕 组的径向强度可以通过增大线饼的截面积或改变绕 组尺寸来实现。 ( 4) 调压绕组的位置和高度对其他绕组的径向 磁场和轴向短路电动力也具有一定的影响。 参考文献
[ 1] [ 2] 冯慈璋 . 电磁场 [M ] . 北京 : 高等教育出版社 , 1983. 瓦修京 斯基 ??. 变 压器 的理 论与 计算 [ M ] . 崔 立 君 , 杜思 田等译 . 北京 : 机械工业出版社 , 1983. [ 3] [ 4] [ 5] 孙定 华 . 略论 240MVA P300kV 变压 器短 路事 故及 变 压器轴向失稳 [ J] . 变压器 , 1997, 34( 10) : 23~ 27. 路长柏 , 朱英 浩等 . 电 力变 压器计 算 [ M ] . 哈 尔滨 : 黑龙江科学技术出版社 , 1986. 变压器杂 志编辑 委员 会 . 变压器 技术 大全 [ M] . 沈 阳 : 辽宁科学技术出版社 , 1996.

4

调压绕组结构对漏磁场及短路电动力的 影响
大型变压器的调压绕组多 为上下两部分 的结

构。从对多台此类产品的漏磁场分析中了解到 , 因 为漏磁场是由多个绕组及其在铁心中的镜像共同形 成的, 所以调压绕组的位置和高度对低压绕组和高 压绕 组 的 漏 磁 场 都 有 很 大 影 响。 下 面 以 一 台 450MVAP 220kV 产品为例 , 通过调压绕组位置的变化 说明其对径向磁场的影响。该台产品为低压、 高压、 高压调压绕组结构 , 在其低压绕组和高压绕组尺寸 不变的情况下, 把调压绕组的位置在轴向上从端部 向中部移动 , 两调压绕组轴向间距方案 ? 比方案 ? 小 164mm。最大分接时高压绕组径向磁场和轴向力 的对比见图 4 和表 3 。
表 3 调压绕组位置对高 压绕组短路机械力的影响
高 压绕组 短路电动力 P kN A B C E D F 方案 ? 1 903. 65 1924. 23 1 999. 40 2 160. 21 1 241. 07 1 324. 47 方案 ? 3 663. 73 2 898. 84 2 857. 19 2 857. 19 2 146. 10 2 221. 37

( 下转第 32 页 )

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对于单相变压器, 临时绕组的额定电流等于变 压器的额定容量除以临时绕组的额定电压 , 即 I = S rPU 。 对于三相变压器, 临时绕组的额定电流等于变 压器的额定容量除以临时绕组 3 倍的额定电压, 即 I = S rP 3U ( 5) 临时绕组的联结组 临时绕组的联结组应与变压器的联结组相同。 6. 4. 4. 2 额定励磁电压下的三相空载试验 在临时绕组上施加额定励磁电压 , 测量铁心的 空载损耗和空载电流, 看其是否符合标准和有关技 术条件要求。 6. 4. 4. 3 额定励磁电压下的单相空载试验 在临时绕组上施加额定励磁电压 , 分别测量三 相的空载损耗, 以验证三相的磁路是否平衡和是否 符合设计要求。 6. 4. 4. 4 降低励磁电压下的三相空载试验 对于高电压的变压器, 由于绝缘装配后不能进 行额定励磁电压下的三相空载试验 , 为了便于与绝 缘装配后进行的降低励磁电压的三相空载试验 ( 目 的是为了发现绕组套装后的铁心装配质量和绕组有 无局部短路) 进行比较 , 所以, 绝缘装配前应进行降

低励磁电压下的三相空载试验。 根据技术条件和有关要求, 施加在临时绕组上 的空 载励 磁电 压 一般 不 应超 过 额定 励 磁 电压 的 15% 。绝缘装配后空载试验施加的励磁电压应和绝 缘装配前空载试验施加的励磁电压相同。 6. 5 空载损耗、 空载电流增大的原因分析 6. 5. 1 空载损耗增大的原因分析 ( 1) 铁心硅钢片之间绝缘不良 , 或某一部分硅钢 片之间短路。 ( 2) 穿心螺杆或压板的绝缘损坏造成铁心的局 部短路。 ( 3) 绕组匝间 ( 包括正常线匝和换位处等 ) 绝缘 损伤造成的匝间短路。 ( 4) 绕组并联导线之间短路或并联匝数不相同。 ( 5) 除上述原因外 , 铁心结构的不同、 硅钢片的 厚度不均和磁通密度的高低都直接影响空载损耗。 6. 5. 2 空载电流增大的原因分析 ( 待续 ) 辽宁 沈阳 110025) ( 1) 6. 5. 1 条所列原因。 ( 2) 铁心接缝过大。

杨治业( 沈阳变压器研究所,

( 收稿日期 : 1999- 01- 21)

=本栏责任编辑 ( 上接第 10 页 )

苗艳伟>

Effect of large Transformer Winding Structure on Leakage Magnetic Field and Short- Circuit Electrodynamic Force
LI Ying , YANG Li O jun , XIN ZhaoOhui
1 2 1

( 1. Shenyang Transformer Co. , Ltd. , Shenyang 110025, China; 2. Heilongjiang Electric Power University for Staff and Workers, Haerbin 150000, China) Abstract : The effect of different winding structures on leakage magnetic field and short- circuit electrodynamic force is analysed through some calculation examples. And some advices are pointed out on improving leakage magnetic f ield and mechanical strength in large transformer design. Key words: Trans f ormer ; Structure ; Leakage magnetic f ield ; Short - circuit strength

收稿日期 : 1999- 04- 21; 修订日期 : 1999- 12- 02 作者简介 : 李英 ( 1970- ) , 女 , 辽宁 沈阳人 , 沈阳变压器有限责任公司设计处工程师 , 从事大型变压器短路力研究。 杨力军 ( 1961- ) , 女 , 黑 龙江哈尔滨人 , 黑龙江电力职工大学电力系主任 , 从事电力系统教学及研究。 辛朝辉 ( 1971- ) , 男 , 辽 宁沈阳人 , 沈阳变压器有限责任公司设计处工程师 , 从事大型变压器短路力研究。

=本栏责任编辑

孙立生>


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