一种变压器低压引线的磁路分析与损耗验算

刘卓昌，黄登威，李伟锋

(中车株洲电机有限公司，湖南 株洲412001)

0 引言

因社会经济发展和居民用电量大幅增长[1]，以及新能源发电产业的蓬勃发展，越来越多的大容量配电变压器和新能源箱式变压器得到广泛应用。这两类变压器入围门槛不高，市场竞争激烈，生产厂家为此展开各种优化设计工作。

大容量配电变压器或箱式变压器的低压电流大，又需要调节直流电阻平衡率[2]，不得不采用大规格的引线铜排，因此需放大油箱宽度，增加绝缘油用量。有生产厂家针对常用引线结构存在的缺陷，推出一种新型低压引线结构，这种引线结构能够缩小器身与油箱的距离，减少绝缘油的使用量，具有一定的经济效益。但这种新型低压引线缺少详细的电磁特性分析和损耗验证，产品可能存在风险。

本文首先对比了两种引线结构对油箱空间的影响，然后根据磁路定律分析新型引线结构的磁路特性，应用电磁仿真软件验算夹件的磁密和损耗分布，此外根据新型引线结构试制光伏箱式变压器，测量损耗变化值。两种验证方式表明新型引线结构的低压上夹件的损耗偏高，存在局部过热的风险。

1 两种引线结构对比

图1为普通油浸式变压器常用的低压引线结构，夹件与油箱之间有两组铜排，分别为内出线铜排和外出线铜排。为了保证内、外铜排和螺栓以及箱壁之间有足够的绝缘距离，需加大器身与箱壁的距离，当铜排对地距离为70 mm时，线圈与油箱的距离需要95 mm，而线圈到油箱的理论绝缘距离只需要约55 mm。

图1 常用低压引线结构

图2 为新型低压引线结构，图3为采用新型引线结构的案例。低压绕组出线铜排从夹件两侧引出，内铜排从夹件与铁心之间引出，彼此之间采用绝缘纸板隔开，只有外铜排处于油箱与夹件之间。对比图1，此结构在夹件与箱壁之间只有1组导电排，线圈与箱璧的距离不再受铜排所需空间限制，而且铜排的夹持更加紧固和方便，可以缩小油箱尺寸约40 mm，减少绝缘油用量约60 kg。

图2 新型低压引线结构

图3 采用新型引线结构的案例

2 样机参数及磁路分析

2.1 样机参数

光伏升压箱式变压器ZGS11－Z·G－1600/35是双绕变压器，容量1 600 kV·A，电压比37/0.48，低压额定电流1 924.5 A，联结组别为Dy11，夹件选用12号槽钢，材质为Q235B。如图4所示，低压出头a、b、c从夹件内侧引出，x、y、z从夹件外侧引出。

图4 1 600 kV·A箱变低压引线

2.2 低压上夹件整体磁路

由图1和图2可以看出，两种结构中包围低压上夹件安匝有明显区别，为简化磁路分析模型，仅考虑低压引线电流在低压上夹件所产生的磁场。根据安培环路定律，磁通闭合回路L的磁感应强度与所包围的路径电流Ik的关系见公式(1)[3]。

闭合回路L所包围的三相低压电流Ik之和为0[4]，见公式(2)。

结合式(1)和式(2)可知，夹件在回路L的整体磁感应强度为0。

2.3 低压上夹件局部磁路

局部磁路见图4的Lb所示，磁通穿过夹件与铁心、夹件绝缘构成回路，见公式(3)[3]。

闭合回路Lb所包围的Ib随正弦变化，而该回路主要由导磁材料为主体，整体磁导率μ0较高，所以引线b位置的钢结构会产生较强的变化的磁感应强度。同理可知引线a、c位置的钢结构也会产生变化的磁感应强度。

3 磁场仿真

3.1 验算参数设定

由于钢结构的磁化曲线存在非线性[5]，采用手工计算夹件的磁感应强度非常困难[6]。为分析该引线结构的低压上夹件表面磁感应强度分布和附加损耗，需进行有限元仿真验算，1 600 kV·A箱式变压器验证模型如图5所示。

图5 变压器验算模型

选用Maxwell电磁仿真软件，基于国际Problem 21基准模型提供的结构钢磁化数值和损耗测量值[7]，见表1，钢板20℃电导率σ＝6.484×106S/m。

表1 钢板B-H和W h-B m数据

为简化验算，做以下设定:

1)选用交流场求解器，忽略谐波影响。

2)去除油箱对夹件磁路的影响。

3)仅考虑夹件和紧固件中的涡流损耗和磁滞损耗。

在三相绕组和引线中施加相位差为120°的电流激励如图6所示，低压引线峰值电流为2 721.7 A，高、低压绕组总安匝峰值均为40 825.5 A。计算时考虑磁场在钢结构中的透入深度[8]，并根据透入深度划分表面网格，在夹件表面的网格应足够细密[9]，钢结构件表面网格尺寸为10 mm，最终网格量为256万。

图6 验算电流激励加载

3.2 磁感应强度验算

求解ωt＝0°、ωt＝120°和ωt＝240°时低压上夹件的磁感应强度分布，如图7、图8和图9所示。从图中可知夹件表面磁感应强度随电流相位角变化，引线包围夹件的位置磁感应强度最高，磁感应强度最大值达1.75T以上。

图7 ωt＝0°时夹件磁感应强度分布

图8 ωt＝120°时夹件磁感应强度分布

图9 ωt＝240°时夹件磁感应强度分布

3.3 损耗分布与统计

夹件和螺杆的损耗分布如图10所示，从图中可知，低压上夹件损耗密度远高出其他夹件，与低压上夹件相连的螺杆损耗同样偏高。夹件被引线包围的位置损耗密度最高，其损耗密度达3 790 kW/m3，而推荐的允许值[10]≤1 800 kW/m3，因此可以判断夹件存在局部过热现象，会导致绝缘油老化。

图10 有夹件结构的损耗分布

为说明低压上夹件对其他钢结构的影响，验算模型没有低压上夹件时的钢结构件损耗。两次验算的各部位损耗见表2，从总损耗中可得出:

表2 钢结构件仿真损耗统计 W

1)模型－有低压上夹件的总损耗远大于模型－无低压夹件的总损耗，两者相差731.7 W。

2)低压上夹件的损耗在总损耗中占主导地位。

3)有、无低压上夹件对其他夹件损耗影响较小。

4)低压上夹件会导致其余钢结构件损耗大幅增加。

3.4 改进建议

当夹件采用导磁钢时，三相低压引线的电流激励使夹件的局部位置产生变化的磁通，验算表明低压上夹件损耗偏大。可考虑加大回路的磁阻，如将低压上夹件由槽钢改为层压木[11]，而其他夹件材质不做改动。此时低压上夹件不导磁又不导电，涡流损耗和磁滞损耗为0，可消除新型引线结构的缺陷，保留了缩小油箱的优点。

4 样机附加损耗测试

根据新型低压引线结构，做了验证样机，样机照片如图11所示。

图11 1 600 kV·A箱式变压器样机

为测量低压上夹件对杂散损耗造成的影响，进行了如下两次负载损耗测试:

1)器身带有全部夹件，测量负载损耗。

2)器身拆除低压上夹件，测量负载损耗。

该样机的器身负载损耗Pk组成如公式(4)所示[12]:

式中，Pk为器身负载损耗，W；PR为绕组直流电阻损耗，W；Pf为绕组附加损耗，W；Py为引线损耗，W；Pzs为杂散损耗，W。

当器身带有或拆除低压上夹件时，可认为绕组直流电阻损耗PR、绕组附加损耗Pf和引线损耗Py不变。则器身负载损耗Pk的变化值，就是该夹件对杂散损耗的影响值PJZS。

式中，PJZS为低压上夹件对杂散损耗的影响值，W；Pk1为有低压上夹件的负载损耗，W；Pk2为无低压上夹件的负载损耗，W。

在室温为13.5℃时，测量结果有:

1)有低压上夹件的负载损耗Pk1为16 446 W。

2)无低压上夹件的负载损耗Pk2为15 652 W。

将数据代入式(5)，得出低压上夹件对杂散损耗的影响值PJZS为794 W，与仿真值731.7 W接近，说明仿真验算结果与实测值基本符合。

5 结论

1)新型低压引线结构与常用的低压引线结构相比，能够缩小油箱空间。

2)由磁路分析可知，低压上夹件的整体磁动势为0，但局部存在变化的磁感应强度。

3)由仿真验证和实测结果可知，新型低压引线结构的钢结构件局部磁感应强度高、低压上夹件发热量大，存在局部过热风险，在没有验证的前提下，该低压引线结构不宜使用。

4)建议将新型引线结构的低压上夹件改为非导磁材料，既可保留这种引线结构的优点，又可消除局部过热的隐患。