SBH15型非晶合金变压器短路电动力分析及优化措施

于少泽, 咸日常*, 李海涛, 耿 凯, 荣庆玉

(1.山东理工大学电气与电子工程学院,淄博 255000；2.山东中安电力科技有限公司,淄博 255000)

随着电网规模持续扩大,用户对供电质量及可靠性的要求越来越高。配电变压器作为配网中的核心设备,承载着电能分配与电压等级变换的重任,是配网安全、可靠和经济运行的重要保证[1]。

非晶合金变压器采用非晶合金带材制作铁心,相比硅钢片变压器,可以有效降低变压器的空载电流和空载损耗[2-3]。由于非晶合金材料硬度大,难以剪切、加工,因此,铁心截面均采用矩形,相应绕组也采用矩形结构。矩形绕组相比于圆形绕组更容易失稳变形,导致非晶合金变压器抗短路能力较差。因此,有必要分析研究影响非晶合金变压器绕组稳定性的特征参量,提出提高绕组抗短路能力的有效措施。

对于变压器的短路电动力,中外学者进行了一系列研究。魏彩霞等[4]、刘传彝等[5]、于茂雷等[6]羿通过对配电变压器承受短路能力的计算,提出了提高其抗短路能力的措施建议；姜山[7]、李帅[8]、李小蓉等[9]通过建立电力变压器仿真模型对其短路状态受力进行了研究；张森鹏[10]、咸日常等[11]对变压器短路累积效应进行了分析,得出绕组在多次短路冲击下的状态特征；郭健等[12]、王磊等[13]、陈如龙等[14]对影响非晶合金变压器抗短路能力的因素进行了研究。目前对变压器短路电动力的研究多以圆形绕组为主,而对于矩形绕组短路状态下的受力分布鲜有研究。

通过COMSOL仿真软件建立场-路耦合的多物理场模型,对矩形绕组在短路状态下的电流、漏磁、受力等因素进行综合研究,分析绕组在短路状态下的电动力分布,提出优化措施建议。

1 绕组短路时的受力特性

以一台真型SBH15-M-400/10型油浸式非晶合金变压器为研究对象,对其短路状态下的受力特性进行理论分析,其基本参数如表1所示。

1.1 电动力分析

变压器绕组在短路时受到的电动力是由短路漏磁和短路电流共同作用的结果,其漏磁分布和受力情况定性分析如图1所示。绕组中的漏磁可以分解为辐向分量和轴向分量,用左手定则可以判断出,在轴向漏磁的作用下,低压绕组受到向铁心挤压的辐向力,高压绕组受到向外拉伸的辐向力；在辐向漏磁的作用下,高、低压绕组均受到朝向绕组中心的轴向压缩力。对于短路时产生的辐向力,传统的圆柱形绕组由于是轴对称结构,基本不会产生剪切应力,而对于截面为矩形的绕组,则容易因辐向力导致形变。

图1 变压器绕组漏磁场和电动力Fig.1 Transformer winding leakage magnetic field and electromotive force

1.2 短路电流的计算

变压器在三相对称短路时的电流最大,在此状态下分析其绕组的电磁力和短路强度。

高压侧短路阻抗为

(1)

式(1)中:U1N为高压侧额定电压,kV；S1为高压侧额定容量,MV·A；uK为短路阻抗,%。

高压侧短路相电流为

(2)

考虑峰值和短路电流非周期分量的影响,高压侧短路电流最大值为

(3)

式(3)中:K为短路电流最大值与稳态短路电流的幅值之比,配电容量变压器取1.2。

低压侧短路阻抗为

(4)

式(4)中:U2N为低压侧额定电压,kV；S2为低压侧额定容量,MV·A。

低压侧短路相电流为

(5)

考虑峰值和短路电流非周期分量的影响,低压侧短路电流最大值为

(6)

2 仿真模型建立

为进一步研究绕组在短路状态下的受力分布特性,借助COMSOL有限元仿真软件对其进行建模计算。在保证精度的前提下,对模型作以下假设以简化计算量。

(1)非晶合金变压器模型的整体结构沿铁心界面平面对称。

(2)忽略匝间绝缘、垫块、夹件等因素的影响。

(3)绕组导线的电导率为常数,并忽略位移电流对其影响。

矩形绕组变压器由于其结构特殊,不适用于二维轴对称模型,三维模型可更好体现其绕组各处在短路时的状态特征。根据真型变压器实际尺寸构建了三维仿真计算模型,如图2所示,主要结构包括铁心、低压绕组、高压绕组和外壳。

图2 变压器三维仿真计算模型Fig.2 Three-dimensional simulation calculation model of transformer

网格剖分的精密与否直接影响到计算结果的准确性。网格剖分过于精细,将导致计算时间过长；剖分过于粗糙,会降低准确性,影响计算结果。因此主要研究变压器绕组的抗短路能力,采用分块处理法对仿真模型进行网格划分,对于绕组与油箱间的部分粗略剖分；对于绕组和铁心精度要求高的区域,进行加密剖分。网格剖分图如图3所示。

图3 仿真模型网格剖分图Fig.3 Mesh generation diagram of simulation model

3 仿真结果分析

通过三维场-路耦合计算,三相对称短路状态下高压绕组的短路电流波形如图4所示,低压绕组的短路电流波形如图5所示。

图4 高压绕组短路电流波形Fig.4 Short-circuit current waveform of high voltage winding

图5 低压绕组短路电流波形Fig.5 Short-circuit current waveform of low voltage winding

由图4、图5可知，高压绕组短路电流最大值为557.75 A,低压绕组短路电流最大值为24 978.04 A。

高、低压绕组短路电流的仿真值与理论计算值的对比如表2所示,可见有限元仿真得到的电流值和公式计算电流值基本相同,验证了所建模型的合理性。

表2 高低压绕组短路电流的仿真值与计算值Table 2 Simulation value and calculation value of short-circuit current in high and low voltage winding

短路状态下绕组长轴的辐向漏磁分布云图如图6所示,绕组辐向漏磁沿轴向高度的分布如图7所示。

图6 绕组辐向漏磁分布云图Fig.6 Cloud diagram of radial magnetic flux leakage of winding

图7 绕组辐向漏磁沿轴向高度分布Fig.7 The radial magnetic flux leakage of the winding is distributed along the axial height

从图6可以看出,短路状态下,辐向漏磁沿轴向高度对称分布,在绕组转角区域磁通密度较大。从图7可以看出,高压绕组和低压绕组的辐向漏磁方向相反,且大小相近。辐向漏磁最大值出现在轴向边缘,且方向相反,大小基本相同,在绕组中心处辐向漏磁接近零。这是因为靠近绕组中心,轴向分量增加,辐向分量减少。

短路状态下绕组长轴的轴向漏磁分布云图如图8所示,绕组轴向漏磁沿轴向高度分布如图9所示。

图8 绕组轴向漏磁分布云图Fig.8 Cloud diagram of axial magnetic flux leakage of winding

从图8中可以看出,轴向漏磁场呈现出中间大、两边小的趋势,在绕组转角区域磁通密度较大。从图9中可以看出,高、低压绕组轴向漏磁形状相似,方向相同,且低压绕组轴向漏磁密度高于高压绕组。轴向漏磁场的最大值在绕组中心处,距离两端越近,漏磁场越小。这是因为磁场在绕组两端发生了弯曲,辐向分量增加,轴向分量减少。

图9 绕组轴向漏磁沿轴向高度分布Fig.9 The axial magnetic flux leakage of the winding is distributed along the axial height

图10 绕组辐向电动力沿轴向高度分布Fig.10 The radial electromotive force of the winding is distributed along the axial height

图11 绕组轴向电动力沿轴向高度分布Fig.11 The axial electromotive force of the winding is distributed along the axial height

短路状态下绕组长轴的辐向和轴向电动力沿轴向高度分布如图10、图11所示。可以看出，变压器短路电动力与漏磁场的分布密切相关,电动力的分布形态如同漏磁分布。从图10中可以看出,高压绕组和低压绕组辐向力呈现一种相反的趋势,低压绕组的辐向力为负值,说明低压绕组的辐向力对整个绕组起到压缩的作用；高压绕组的辐向力为正值,说明高压绕组的辐向力对整个绕组起到扩张的作用,且低压绕组受力要强于高压绕组。从图11中可以看出,高、低压绕组轴向力在两端受力方向相反,说明绕组的轴向力对绕组起到压缩的作用,表现为两端向中部的挤压,且越靠近两端,受力越强。

以上分析得出,低压绕组轴向受力与高压绕组相差不大,但辐向受力强于高压绕组,其辐向稳定性相对较差。低压绕组结构俯视图如图12所示,取点A到点C的周向长度进行研究,得出低压绕组辐向y方向电动力沿周向分布,如图13所示；取点B到点D的周向长度进行研究,得出低压绕组辐向x方向电动力沿周向分布,如图14所示。

图12 低压绕组俯视图Fig.12 Top view of low voltage winding

图13 绕组辐向y方向受力沿周向分布Fig.13 Winding radial force distribution in the y direction along the circumferential direction

图14 绕组辐向x方向受力沿周向分布Fig.14 Winding radial force distribution in the x direction along the circumferential direction

从图13中可以看出,绕组所受电动力方向为y轴反向,表现为挤压绕组,受力情况基本呈轴中心对称分布,在短轴处变化较为平缓,于绕组长轴转角区域骤增,达到最大值,在长轴直线区域逐渐衰减为零。从图14中可以看出,绕组所受短路力方向为x轴反向,表现为挤压绕组,受力情况基本呈轴中心对称分布,在长轴处变化较为平缓,于绕组长轴转角区域骤增,达到最大值,在短轴区域逐渐衰减为零。比较图13、图14可得,绕组长轴方向平均辐向力大于短轴方向平均辐向力,说明绕组长轴相比短轴,短路稳定性更差；两图辐向电动力最大值均出现在绕组长轴转角处,说明绕组长轴转角处更容易因短路力导致绕组失稳。以上结论符合非晶合金配电变压器实际运行中的短路故障特征。

计算绕组短路电动力,将电动力传递到结构中计算形变,再将结构模型形变传递给电磁场,得到在结构形变下的电动力分布特征,再传递给结构,依次迭代,得到变压器短路状态下的结构形变情况,如图15、图16所示。

图15 绕组辐向受力形变图Fig.15 Radial deformation diagram of winding

图16 绕组轴向受力形变图Fig.16 Axial deformation diagram of winding

从图15中可以看出,高压绕组在辐向力的作用下呈现向外扩张的趋势,低压绕组在辐向力的作用下呈现向内收缩的趋势,且长轴的形变程度大于短轴,并且在长轴转角处易发生更严重的失稳情况；从图16中可以看出,高、低压绕组都呈现一种从两端到中心收缩的趋势,且在绕组转角处收缩趋势严重。因此,为提高绕组的短路稳定性,需要着重提升绕组长轴及其转角的承力能力。

4 提高抗短路能力的措施建议

针对矩形绕组存在的抗短路能力先天不足的突出问题,建议采取以下措施以提升其绕组短路稳定性。

(1)高压线圈不能采用稀绕工艺,在绕制时转速需控制在80转以下,以保证每层绕制紧密,若不满匝必须采用纸板条在线圈中部垫平。在温升允许条件下,应在线圈油道内表面和线圈最外层叠绕几层紧缩带。

(2)油道沿绕组尽量居中放置,避免在拐角处放置撑条,防止拐角处因受力过大导致层间绝缘受损。

(3)绕组压装前需检查长轴线圈缝隙,并拉紧限位以避免压装后长轴出现较大缝隙。线圈压装时,采用低压绕组和首两层高压线预压装工艺,以确保层间紧密粘接,提高线圈机械强度。

(4)器身装配时,低压绕组需绕在高强度骨架上,骨架与模具长轴侧采用硬纸板将缝隙撑实,以增强其内支撑力；高压绕组需在拐角处放置高机械强度的夹紧装置将其固定,以阻挡短路时向外的扩张力。

(5)绕组相间绑扎前必须确保相间撑紧无缝隙并半叠包绕两层,每层均刷漆,以增强长轴稳定性。

(6)绕组经压紧加热整形达尺寸要求后,进行真空浸漆处理,进一步增加其机械强度和电气强度。

5 结论

非晶合金变压器采用矩形绕组导致抗短路能力不足的问题突出,首次以真型SBH15型非晶合金变压器建立三维仿真模型,通过有限元仿真分析,对其短路电动力进行了分析研究,揭示了短路电动力的分布规律,并得出矩形绕组长轴及其转角处短路稳定性较差的结论,针对其薄弱之处,在绕组的绕制和装配环节提出了相应的优化措施。研究结果对进一步提高非晶合金变压器抗短路能力具有一定的工程实用价值。