大容量变压器内绕组短路强度研究

第46卷第8期耍淫孑 V01．46 No．8 2009年8月TRANSFORMERAugusl2009 大容量变压器内绕组短路强度研究 辛朝辉，钟俊涛，傅铁军，王寿民，王健，任玉民，孙勇 (特变电工沈阳变压器集团有限公司，辽宁沈阳110025) 摘要：结合变压器产品短路试验，采用有限元法对变压器内绕组径向强度进行了分析。 关键词：变压器；短路强度；内绕组 中图分类号：TM401+．1 文献标识码：A 文章编号：1001—8425(2009)08—0039—04 ResearchonShortCircuitStrengthofInnerWinding ofLargeTransformer 。 XINZhao-hui，ZHONGJun-tao，FUTie-jun，WANGShou帅．n，。 WANGJian，RENYu．min，SUNYong (TBEAShenyangTransformerGroupCo．，Ltd．，Shenyang110025，China) Abstract：Basedontransformershortcircuittest。theradiaIstrengthofinnerwindingoftrans— formerisanalyzedbyFEM． Keywords：Transformer；Shortcircuitstrength；Innerwinding 1引言 变压器短路强度问题一直是国内、外变压器制 造业十分关注的科研课题。随着电力系统的增长和 变压器单台容量的迅速增大，短路引起的电动力也 迅速增大。因此，变压器短路事故下的电动力计算和 对绕组短路机械强度的研究成为变压器 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 的重要 任务之一。自1972年以来，历届国际大电网会议上， 变压器学术委员会都把变压器绕组的短路机械强度 作为优先问题进行讨论。 大量短路事故分析表明，内绕组失稳是事故的 主要原因，也是变压器绕组抵抗短路冲击电动力的 最薄弱环节。笔者以两台变压器的短路试验为例，对 变压器内绕组进行径向强度分析。 2变压器绕组的径向电动力 变压器在短路状态下，将产生强大的漏磁场。漏 磁场与短路冲击电流的相互作用，使绕组受到很大 的冲击电动力。轴向冲击电动力使绕组产生轴向振 动、扭转和弯曲；径向冲击电动力使外绕组受到沿径 向的张力，而内绕组受到沿径向的压力。 利用三维瞬态涡流场的求解方法，可计算出在 突发短路情况下变压器内漏磁通分布和绕组所受电 动力的分布情况以及随时间的瞬变情况。研究结果 表明，大型变压器绕组所受电磁力沿圆周方向的分 布规律，主要取决于变压器的结构和绕组所处的位 置，其分布是不均匀的，尤其是辐向力。 3变压器绕组的径向稳定性研究 大容量变压器内绕组在短路状态下的动力稳定 是一个较复杂的问题，而且大变形的动力失稳也是 力学的难题之一，所以要解决这一难题，就要不断地 深入研究，并有待全尺寸的变压器短路试验来验证。 这里关键的问题是模型要合理，为此必须考虑材料 的弹塑性、载荷非均布、动力特性及支撑的影响。有 限元法可以满足各种复杂模型、边界及载荷条件。因 此，笔者采用有限元法对变压器内绕组进行动力稳 定性分析。分析中同时考虑了几何非线性和物理非 线性，对多跨模型进行了计算，并考虑其支撑为弹性 支撑。载荷是短路状态下的实际电动力沿环向的分 布。动力失稳的临界值用Budiansky—Roth准则来确 定，即如果载荷非常小的增加引起了变形的较大增 加，则失稳发生。 “七五”期间，国内已对单跨模型做过一些试验 万方数据 受瑶毳’ 第46卷 和研究，对内绕组来说，主要研究了内径侧导线受力 的情况。此根导线除本身作用着电动力外，内绕组中 的其他导线的电动力也要按一定关系传到内径侧导 线上，其合力可用下式表示： gO)：．pI卿：印(P，+⋯⋯怖J】 式中p。——内绕组内径侧导线上的电动力 p2、p厂第2根和第3根导线上的电动力 p广内绕组最外侧导线上的电动力 p一静态传递系数(由试验确定) 笔者在以上研究成果的基础上，对内绕组各根 导线的受力情况进行了分析，认为最外侧(靠主空 道)导线即使有部分力向内侧传递，其受力也仍然最 大，失稳从最外侧(靠主空道)导线开始，该导线失 稳，即认为整个内绕组失稳。 以内绕组最外侧导线为研究对象，建立如图1 所示的多跨模型。其中，q(O，￡)为随角度及时问变化 的径向电动力，K为包括匝绝缘及撑条等绝缘对导 线的径向支撑刚度。 图1 有弹支的多跨模型 Fig．1Modelofmultispanwinlelasticsupport 4变压器短路试验分析 在变压器的各种型式中，自耦变压器绕组的短 路强度是最弱的。笔者以两台120MVA自耦变压器 的高一中运行短路试验为例，对其内绕组(中压绕 组)进行径向稳定性分析。 4．1 第一台变压器短路试验分析 此变压器的垫块数为20个，内撑条数也为20 个，中压绕组内侧没有采取任何加强措施，导线材质 为软铜线。在短路试验过程中，施加50％短路电流 时，中压绕组没有发生破坏；施加75％短路电流后， 中压绕组发生失稳破坏。由于中压绕组的中部径向 力最大，下面对中压绕组的中部线饼进行径向强度 分析。 4．1．1 内绕组短路电动力 内绕组(中压绕组)轴向漏磁场分布如图2所示 (正常运行时)。 心 基 《 磁场强度／Ca 图2内绕组轴向漏磁场分布 Fig．2Axialleakagefluxdistributionofinnerwinding 内绕组(中压绕组)短路时的最大径向力随环向 角度的变化曲线如图3所示。图中径向力的放大比 例系数为1．7x107N／m3，从图3中可知，铁心窗内与 窗外的电动力相差达到15％。 4．1．2 内绕组中部线饼径向强度分析 内绕组中部线饼的力一位移曲线如图4所示。 州 遥 素 锢 。 举 铁心窗内位置 图3内绕组最大径向力随角度变化曲线 Fig．3CurveofnHI姑m哪radialforceandangle ofinnerwinding 在短路试验过程中，内绕组在50％短路电流下 没有发生破坏，在75％短路电流下发生破坏。由于 径向电动力与电流的平方成正比，所以其线饼的安 全系数在0．25～0．5之间。 由图4可知，当计算的短路力达到实际短路力 的0．4倍时，很小的力的增加，可引起很大位移的产 生，这就表示在此力的作用下，线饼径向发生失稳破 坏，即中部线饼的安全系数为0．4。这表明计算值与 万方数据 第8期 辛朝辉、钟俊涛、傅铁军等：大容量变压器内绕组短路强度研究 41 O．6 螽0．5 鬟o．4 餐0．3 蠢0．2 竣0．1 0 最大位移值km 图4中部线饼的力一位移曲线I Fig．4CurveI offorceanddisplacementof middlecoH 试验结果是相符的。 4．2第二台变压器短路试验分析 此变压器与第一台变压器的绕组结构基本相 同，垫块数为20个，其内撑条数加倍，达到40个，在 中压绕组内侧加特硬内撑筒，导线材质为软铜线。在 短路试验过程中，施加100％短路电流后，中压绕组 发生失稳破坏。在对绕组的解体分析中，观察到中压 绕组中部线饼发生失稳破坏，端部线饼未见明显变 形。 由于两台变压器绕组结构基本相同，短路电流 也相同，故两台变压器中压绕组漏磁场与径向电动 力是相同的。笔者分别对此台变压器中压绕组的中 部和端部线饼进行径向强度分析。 4．2．1 内绕组中部线饼径向强度分析 内绕组中部线饼的力一位移曲线如图5所示。 1 1 饕- 妖 裢。 妥。 竣O O 最大位移值／cm 图5中部线饼的力一位移曲线Ⅱ Fig．5CurveⅡofforceanddisplacementof middlecoil 由图5可知，当计算的短路力达到实际短路力 的0．9倍时，很小的力的增加，可引起很大位移的产 生，这就表示在此力的作用下，线饼发生失稳破坏， 即中部线饼的安全系数为0．9。 4．2．2 内绕组端部线饼径向强度分析 内绕组端部线饼的力一位移曲线如图6所示。 由图6可知，当计算的短路力达到实际短路力 强 幡 K 耧 穴 穗 蛹 最大位移值／em 图6下端部线饼的力一位移曲线 Fig．6Curveofforceanddisplacementof bottomcoil 的1．1倍时，很小的力的增加，可引起很大位移的产 生，这就表示在此力的作用下，线饼发生失稳破坏， 即端部线饼的安全系数为1．1。 4．2．3 内绕组线饼最外层导线变形分析 此变压器内绕组中部线饼最外层导线径向失稳 时的变形如图7所示，变形放大倍数为30。由图7 可见，失稳时铁心窗外位置处导线向上鼓起，失稳位 置靠近铁心窗外。这与短路试验后变压器解体分析 时观察到的现象是一致的。 图7内绕组线饼最外层导线失稳变形圈 t'lg．7Deformationdiagramofexternalconductor ofcoilofinnerwinding 4．2．4内绕组短路破坏分析 由变压器短路试验后的解体分析中可观察到： 内绕组中部受力较大的线饼发生失稳，失稳位置靠 近铁心窗外。 由计算分析中得知，内绕组的中部线饼受力较 大，在100％短路电流的冲击下，其安全系数为0．9， 放中部线饼发生失稳破坏。端部线饼受力较小，其短 路安全系数达到1．1，故端部线饼在100％短路电流 冲击下没有发生破坏，这与试验结果是吻合的。 5内绕组不考虑支撑时的径向强度分析 4 2，8 6 4 2 OM他，瞄嘶¨眈o 万方数据 登疆器’ 第46卷 有一种观点认为：由绝缘纸筒、轴向撑条等组成 的对内绕组的径向支撑由于铁心与内绕组间的间隙 大于失稳前内绕组的径向位移，并且干燥后绝缘材· 料还会收缩，所以径向支撑对失稳不起支撑作用，绕 组基本上是由其自身支持的。 通过对多台短路破坏变压器内绕组的观察发 现，无论内绕组的径向支撑效果强或弱，其失稳形状 基本上是由径向支撑决定的，即径向支撑在内绕组 的失稳过程中起到一定的作用。 运用图1所示的计算模型，对内绕组不考虑支 撑时的径向强度进行计算分析，此时径向支撑刚度 K=0。由于铁心窗内与窗外之间径向电动力有很大 的差别，当施加比实际短路力小得多的载荷时，绕组 已发生失稳破坏。 6结论 通过以上的分析研究，可以得出如下的结论。 6．1 计算模型的可靠性 通过对两台自耦120MVA变压器短路试验的 分析可以看出，计算结果与试验结果相吻合，这表明 计算模型是合理的，而且短路电动力计算较准确。 6．2对内绕组支撑采取有效的加强是必要的 上面所述的对两台相同结构变压器的内绕组径 向短路强度的分析中，第一台变压器内绕组没有采 取任何加强措施，其内绕组径向短路强度安全系数 只为0．4；在第二台变压器中，内绕组内撑条数加倍， 内侧加特硬内撑筒。经过这些加强措施，其径向安全 系数可达到0．9。可见对内绕组的支撑采取加强措施 效果是十分显著的。 ‘ 这里着重要指出内绕组内侧加特硬内撑筒的作 用，特硬内撑筒一方面可提高支撑的刚度，另一方面 也可保证各个撑条都对内绕组产生有效的支撑作 用。我公司1996年在进行SSP8-50000／110产品的 短路试验时，初始的产品设计中内撑筒采用的是较 薄的纸板筒，短路试验过程中内绕组发生径向失稳； 在改进 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 中，内撑筒采用特硬内撑筒，变压器顺利 通过短路试验。这证明了内绕组内侧加特硬内撑筒 在绕组抵抗短路冲击中的重要作用。 6．3导线材质的选取 在变压器的设计过程中，由于受到损耗等指标 的限制，绕组中导线的尺寸不能设计得过大，这样， 当绕组的短路强度不能满足要求时，应该考虑采取 不同的导线材质。经过研究，半硬铜线线饼可比软铜 线线饼在径向强度方面提高1．5倍以上，自粘性换 位导线线饼可比普通换位导线线饼在径向强度方面 提高3倍。 在上面所分析的变压器中，由于内绕组的径向 强度达到了0．9，这样，如果内绕组线饼采用半硬铜 线，即可保证其在径向强度方面的安全性。 参考文献： [1】HolmRD．Theshort-circuitradialresponseofcore— formtransformercoils[J]．IEEEPAS-104，1985，(2)． 【2】MankinEA．Theshort-circuitstrengthoftransformers： testmethods，calculationonshort-circiutstrength【D】． CIGRE，1968。(Il，12)． 【3】 SteelRB．Dynamicme鹊uremen协inpowertransform· er8undershort—curcuitconditions[C]．CIGRE，1968。 【4】McnuttWJ．Powertransformershort_circuitstrength—re· quirements．designanddemonstration[[J]．IEEE，PAS一 89，1970，8(11，12)． 收稿日期：2009—06—23 作者简介：辛朝辉(1971一)，男，辽宁朝阳人，特变电工沈阳变压器集团有限公司技术中心首席设计师，长期从事变压器 研发工作； 钟俊涛(1961一)，男，辽宁鞍山人，特变电工沈阳变压器集团有限公司教授级高级工程师、总工程师，长期从事 变压器及换流变压器产品设计与研发工作。 斗-+—+-+·+-+-+-+-+-+-+-+-+-+·+-+-+—+-+-+·+--4--—+-+-·卜-—卜—+-+-+-+·+-+-+-+-+·—卜·—卜-—．．-—卜 I上接第38页) 社，1996． ． 【21贺以燕，杨治业．变压器试验技术大全【M】．沈阳：辽宁科 参考文献： 学技术出版社，2006． 【1】崔立君．特种变压器理论与设计[MI．北京：科技文献出版 收稿日期：2009-03—20 作者简介：张秀成(1971一)，男，贵州贵阳人，贵阳新星变压器有限公司工程师，长期从事变压器试验和检验工作。 万方数据