变压器用绕组温度计的误差分析.doc

变压器用绕组温度计的误差分析 一概述 随着对变压器运行安全要求的不断提高，绕组温度计（以下简称温度计）作为一种运行监护元件已愈来愈广泛地应用在变压器产品上。虽然一般温度计的使用说明中指出：“温度计内电热元件温度的增加正比于绕组与油箱顶部（油面）温度之差的增加”。严格来说，这一说法是不确切的因为对不同结构的变压器绕组，虽然可使电热元件内流过的电流与统组负载电流成正比，但由于电热元件与绕组的冷却条件不可能完全相同，这就使得相同的电流变化却不一定在统组和电热元件内引起相同的温度变化，换句话说，在某些情况下，温度计显示的温度可能是“虚假”的因而有必要对温度计应用的实际情况作一分析 二绕组温度计的工作原理统组温度计是利用“热模拟”（thermalimage）原理间接测量统组热点温度的，其主要组成部分如图1所示温度计的主要组成部分：温包、测量波纹管及连接二者的毛细管，组成反映变压器顶层油温的测量系统；电流互感器、电流匹配器及电热元件，组成反映绕组负载电流变化的热模拟部分以及用于补偿环境温度的补偿波纹管测量系统中注满一种体积随温度变化的液体，将该系统中的温包置于油箱顶部，以感应变压器顶层油温，顶层油温的变化，引起测量系统中液体的胀缩，导致测量波纹管的位移。由电流互感器取得的与负载电流成正比的电流Ip经电流匹配器调整后，Ip变化为Is，加到测量波纹管内的电热元件上，该电流在电热元件上所产生的热量，使测量波纹管在原有位移的基础上产生一相应的位移增量，加大后的位移量经机械放大带动指针转动，从而在仪表上显示出对应负载电流的统组温度若通过电热元件的电流Is所产生的热量，使测量波纹管位移变化所带来的温度增量近似等于被测绕组热点温度对变压器顶层油温（即温包放置处油温）之差，则绕组温度计所显示的温度就反映了绕组的热点温度图 2三绕组温度计的误差分析在变压器的热计算完成以后，需要确定温度计的基准工作点，即所谓“整定”，它是以一定的绕组负载电流为基准，选取电流互感器电流比及电流匹配器系数，使基准状态下的温度计温度等于绕组的热点温度设统组在某一基准电流Iw下的平均温升为Twa，相应油平均温升为Toa。，油面温升（即顶层油温升）为Tot。再令环境温度为Ta，则按变压器负载导则，绕组的热点温度为：Twh=1.3T+Tot+Ta（ l ） 式中 T =Twa Toa为一般热计算中的铜油温差根据式（l）中第一项13T 的值，查图2曲线（温度计内电热元件引起的温度变化随电流变化的曲线）得到所需电流过电热元件的电流Is选择电流互感器电流比及调整电流匹配器系数C，使Is=CIw，则在绕组负载为Iw时，温度计的显示读数就是绕组热点温度Iwh 由上可见，温度计的显示温度是由两部分叠加而成第一部分Tot+Ta是由温包直接感应的变压器油面温度；第二部分 1.3T是利用电热元件模拟的，与绕组热点对油面温差（即铜油温差的1.3倍）相对应的指示读数的增量。但是，当负载电流变化所升起的第二部分温度的变化不一定与绕组铜油温差的变化相一致，因为就目前所用温度计而言，图2曲线近似为抛物线，即电热元件引起的温度变化只能近似与其中的电流（也与绕组负载电流两次方成正比变化。众所周知，变压器绕组铜油温差随产品冷却方式的不同却不一定按负载电流的二次方关系变化 下面以强油非导向冷却产品为例，其绕组的铜油温差的计算公式为：T0113q0.7（ 2 ）式中q为绕组线饼的表面热负荷，它包括两部分，第一部分q1正比于负载电流I的平方（设为q1=KI2），第二部分q线饼油道修正部分，从而式（2）变为： T0.113（KI2q）0.7 （ 3 ） 由式（3）可见，对所述冷却方式的变压器绕组铜油温差不按负载电流的平方关系变化，也即与温度计内电热元件模拟的指示温度随负载电流的变化不一致，这样当负载电流不等于整定温度计所用的基准电流时，指示温度就会与绕组热点温度产生偏差为了说明上述结果，下面给出一个具体计算例子某台强油非导向冷却变压器高压绕组额定电流IN=158.1A，在该电流下的铜油温差面T=22.5K，油平均温升Toa2 9.2 K，油面温升Tot31.0K，令环境温度 Ta20，并以额定电流为基准电流（即取Iw= IN）对高压绕组温度温度计进行整定 据式（l）得绕组热点温度为：Twh=1.322.531.02080.3 据1.3 T 29.3K查图 2曲线，得到与该绕组热点对油面温差相对应的电热元件模拟温度增量（29.3K）所需通过的电流应为Is=1.18A，设计电流互感器电流比及选择电流匹配器系数C，使C7.46210-3，则有Is=7.46210-8158.l=1.18 A，从而可使得在额定工作状态下，高压绕组的热点计算温度与温度计的显示温度一致，均为 80.3 （不计温度计非原理误差）。 当变压器偏离额定状态工作时，设工作电流I分别取为0.7IN、0.8IN、0.9IN、1.1IN、1.2IN计算各状态下的绕组铜油温差T，并按1.3T求得相应的绕组热点对油面温差分别为：21.3K、23.8K、K26.4K、32.3K、35.5K。而根据各工作电流下的Is=7.46210-3 I值，按图 2查得温度计的温度增量分别为 14.5K、17.5K、22.5K、35.0K、40.0K。它们对应的差值为-6.8K、-6.3K、-3.9K、2.7K、4.5K。工作电流偏离额定（基准）电流越远，所导致的指示读数与绕组热点温度的误差越大 四结论 当温度计内电热元件的模拟量与变压器绕组铜油温差计算公式一致时，才能保证在产品偏离温度计整定基准电流（一般为额定电流）工作的情况下，温度计读数准确反映绕组热点温度，而目前所用温度计的模拟温度一电流特性曲线，一般近似为抛物线，这仅与变压器绕组铜油温差的变化大致吻合，实际应用时必须注意绕组温度计的这一原理性误差。作者: zwk6951 时间: 2008-8-21 12:05多种冷却方式变压器的研究报告（一）随着环境保护对噪声的要求越来越高，特别是在夜间（此时变压器负荷较小）迫切需要降低居住环境周围的噪声，处于居民小区的变压器必须满足环保的要求。为此供电部门对变压器制造厂提出了降噪要求，首先在欧洲出现了“散热冷却器”的新型冷却方式。所谓“散热冷却器”是指以片式散热器为主要散热面，同时配合风机和油泵进行冷却。参考文献（1）介绍，当变压器5060%左右负荷时，片式散热器处于自冷状态（ONAN），散热能力为500w/m2左右；当变压器负荷率达到7080%左右时启动风机，片式散热器处于油浸风冷状态（ONAF），以吹风加强片式散热器的散热能力，当空气流速为11.25m/s时，散热器的散热能力为800w/m2;当变压器满负荷时再投入油泵（OFAF）进行强油风冷，即油泵使冷油由下部进入线圈间，热油由上部进入散热器吹风冷却，当空气流速为6m/s，油流量为2540m3/h（416.7666.7 l/min）时，散热器的散热能力为1000w/m2。我厂曾经根据杭州供电局的要求试制过类似上述要求的变压器，但由于种种原因没有成功。现在，工厂为进一步满足用户的需求，要求我处开发这类产品。根据工厂安排我们开展了以下工作： 一. 多种冷却方式变压器结构的研究 我们翻译了日本三菱公司的样本和油泵使用说明书。日本三菱公司的样本介绍，三菱公司的变压器采用三种组合的冷却方式。1.自冷/强油风冷容量比一般为60/100%2.自冷/风冷/强油风冷 容量比一般为60/80/100%（巴基斯坦标书要求与此相同）3.强油自冷式 以上冷却方式的容量比在国内外的标准中未查到相关的要求。第1、第2种组合由冷却装置控制箱自动控制，根据负荷及油顶层的温升来切除和投入风机和油泵，充分发挥散热器的散热效率，减少了辅机的功率消耗。与冷却器相比，不论辅机功率的消耗还是噪声都小。特别是低负荷自冷状态时，可大大地降低辅机功率的消耗和噪声。第3种组合适用于城市的市中心变电站，降噪要求较高，变压器本体安装在室内，散热器集中安装在室外，由于管路较长，油对流效果较差。采用强油自冷后，散热效果大大提高。三菱公司安装在石家庄的一台三圈有载120000KVA变压器使用第一种组合自冷强油风冷容量比为50/100%，使用14组散热器、5台风机和4台油泵，带油流继电器。风机Ø700，风量150M3/min；油泵油量2000l/min，扬程3.5m，电机转速930r/min；气体继电器整定为1m/sec（气体继电器样本上介绍变压器一般整定为0.5m/sec）；要求散热器承受1kg/cm2油压和全真空。93年我厂设计的SZ8-31500/110,代号1.710.2651，采用强油自冷式，使用32组散热器，4台临潼DLB-4/60-2型油泵，带油流继电器和逆止阀。油泵流量1000l/min扬程6m，电机转速1420r/min。设计者杨红康介绍（试验时他在场），当油泵启动时，气体继电器跳闸。因此，此结构不能使用，而改成自冷结构。根据以上组件使用情况及产品设计图纸的结构与日本三菱公司变压器设计的结构比较，分析造成跳闸的可能原因：1.油泵扬程太大，4台油泵同时启动和关闭，造成瞬时压力增大，而引起气体继电器闸。2.变压器设计6只Ø80进油管，管径太小，油泵启动时造成涌流，油速快、油量大而造成气体继电器跳闸。3.气体继电器油速整定情况不详（没有记录），可能太小。分析以上的原因，我们认为要开发这类产品，必须选到合适的油泵。我们调研了适用于强油自冷式变压器的国内外生产的几种油泵的情况，技术参数如下：生产厂家型 号扬程(m)流量(l/min)转速（r/min）单价（万元）交货期（月）美国卡迪拿545252.81150950-德国基伊埃PR250/62.812509603.224.5日本三菱RK2-543.512009303.582.5中国临潼ZLB3/25-23416.79600.51从以上数据可以得出这样的结论：强油自冷式变压器应采用低扬程、低转速、大流量的油泵。根据德国基伊埃公司的样本介绍，径向螺旋浆轴流泵适用于带有散热片组的自冷变压器，在启动时或大负荷状态下增强冷却油的自然循环。该油泵受干扰的流通截面很小。当油泵在静止状态下的油阻力可忽略不计（可以保证油在温差下的自然循环），不会阻碍变压器部分负载下的油的自然循环。如何防止油泵启动、停止时，因油压变动引起冲击油压继电器（或气体继电器）的误动作。查引进的东芝公司的设计资料TD-2763.1,资料中强调为了防止油泵启动、停止时，因油压变动引起冲击油压继电器（或气体继电器）的误动作，在启动和停止油泵时，要锁定继电器5秒钟。国内变压器要采取这样的措施，必须得到供电部门的同意，为此采用这种方案有困难。分析误动作的原因，主要是油泵启动时油压变动太大。如选用多台低扬程、低转速、小流量的油泵逐台启动可以解决这个问题。二.模型设计、试制情况为验证以上分析是否正确，我们设计了验证模型。为节约开支，利用库存产品340，在该台产品上布置了管路和散热装置作为验证用。按照该产品进行温升计算，选散热器、风机、油泵。模型结构图如下：340采用三种不同冷却方式的冷却装置成本比较表冷却方式片式散热器费用（万元）管路、散热器变压器油费用（万元）风机和控制箱合计费用（万元）油泵和油流继电器合计费用（万元）合计费用（万元）变压器占地面积（m2）ONANPC2200-26/48020组471.44H20=9428kg0.98H9.43=9.241.34-10.5836ONAN/ONAF63/100%PC2200-26/48012组471.44H12=5657kg0.98H5.66=5.550.761.58-7.9233.4ONAN/ONAF/OFAF50/75/100%PC2200-25/480 8组471.44H8=3772kg0.98H3.77=3.690.621.021.366.6924.9注：以上材料和组部件的价格由审价处提供片散：0.98万元/吨变压器油：0.38万元/吨风机DBF-7.3Q120.28万元/台风冷控制箱（普通型）： 0.46万元/台 从上表计算的数据可知自冷/风冷/强油风冷制造成本和占地面积最小。为解决由于油泵启动而造成气体继电器误动作，风冷控制箱按以下要求设计：1.当电源发生故障或电压降低时，应自动投入备用电源。2.当达到额定电流的50%或油面温度达55时，应投入吹风装置；当负载电流低于额定电流的38%或油面温度低于45时，可切除风扇电动机。3.当达到额定电流的75%或油面温度达65时，应投入油泵装置；当负载电流低于额定电流的57%或油面温度低于50时，可切除油泵电动机。油泵应逐台投入或切除，延迟3分钟。4.当投入备用电源、切除风机、切除油泵和电动机损坏均应发生信号。5.风机、油泵应有过载、短路和断相保护。6.油泵参数：ZLB3/25-2型2KW380V505.4A7.风机参数：BLF-9TH型0.55KW380V50试验程序：1.50%负荷，自冷状态时的温升、噪声；2.75%负荷，打开风机，风冷状态时的温升、噪声：3.70%负荷，打开油泵，强油自冷状态时的温升、噪声；4.100%负荷，打开风机、油泵，强油风冷状态时的温升、噪声。模型温升测试情况如下：负荷状态绕组油平均温度 BC低部油温BC环境温度BC冷电阻测量顶层油温度BC断电时绕组热电阻值温升k施加损耗下电流下施加损耗下电流下测冷电阻时施加损耗下电流下施加损耗下电流下油顶绕组50%负荷高压47.246.825.726.510.611.29.40.929668.667.01.174357.467.2低压0.0091520.0117071.075%负荷，开风机高压47.822.910.611.00.929672.662.6低压0.00915270%负荷，开油泵高压57.441.310.610.40.929673.563.1低压0.009152100%负荷，开风机、油泵高压55.554.2440844.610.69.79.60.929666.263.81.200556.573.8低压0.0091520.01185574.7模型变压器的计算值与实测值对比表：负荷状态油顶层温升K高压绕组温升 K低压绕组温升 K计算值实测值计算值实测值计算值实测值50%负荷52.257.451.867.253.671.075%负荷，开风机54.261.657.458.470