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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 dx dz 在 P 点产生磁场 dB | dB | = L0 @ J @ dx 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 dx 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 000 220短路试验样机进行了短路试验并顺利通 P 过。该 台样 机 是 高、 压 两 绕 组结 构, 单 相容 量 低

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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 10. 5kV, 短路阻抗为 13. 54% , 电 P 流为 196. 82 2 386. 95A。以额定运行时漏磁场分析 P 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、 向 以 及 分 布 有 关。下 面 以 某 台 单 相 方 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

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表 1 某台单相 107. 5MVA P500kV 产品三种设计方案的对比
项 目 对比内容 高度 m P 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 mm 匝数 垫块高P P mm 匝数 垫块高 mm 匝数 垫块高 mm 匝数 垫块高 mm 匝数 垫块高 mm P P P P 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 kN P 轴向强度 kN P 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 38. 5P P 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 m P 段数 垫块总高P mm 线饼总截面积 mm P
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 N#mm - 2 P

( 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 LiO jun , XIN ZhaoOhui
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 ormer ; Structure; Leakage magnetic f ield; Short - circuit strength f
1 2 1

( 1. Shenyang Transformer Co. , Ltd. , Shenyang 110025, China; 2. Heilongjiang Electric Power University for

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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