基于b-h曲线的变压器漏磁场及杂散损耗分析

基于b-h曲线的变压器漏磁场及杂散损耗分析

0油压安全性分析及应用在高性能变量中，由于磁体泄漏，导致的无序破坏较大，并且可能会使组件和部件过载，从而影响变量的正常运行。在大容量变压器中,杂散损耗可以达到负载损耗的30%~40%,从而增加了变压器负载损耗,降低了运行效率。因此,准确计算电力变压器杂散损耗及损耗分布并采取合理有效的降低杂散损耗、防止局部过热措施对电力变压器设计非常必要。对于变压器油箱或夹件而言,可以采用磁屏蔽或电屏蔽的方法来降低杂散损耗。目前,变压器屏蔽结构的设计大多数源于多年的经验,很少定量、准确分析采取屏蔽措施后结构件损耗的降低程度以及空间涡流场的分布情况,这将会对新产品的开发带来很大的风险和挑战。对变压器漏磁场和杂散损耗问题,文献和计算变压器油箱涡流损耗时采用了三维有限元分析方法,分析了磁屏蔽和电屏蔽等降低油箱涡流损耗的措施。文献提出减少箱体涡流损耗的电磁屏蔽和磁屏蔽方法,应用表面阻抗法分析屏蔽及箱体涡流损耗,讨论屏蔽厚度对油箱涡流损耗的影响。以上文献主要分析了当油箱采用不同材料的屏蔽时油箱涡流损耗的变化情况,未分析屏蔽结构型式等对油箱涡流损耗及其附近漏磁场的影响。文献分析电力变压器漏磁场时采用了表面阻抗法,并对铁芯拉板涡流损耗进行了分析。本文针对大型电力变压器杂散损耗问题,以1台高压自耦变压器为实例,采用三维非线性时谐场分析法研究了电力变压器涡流问题。为了确定涡流损耗集中部位,对结构件涡流损耗进行了详细计算分析,给出几种磁屏蔽结构,并对其屏蔽效果和结构的合理性进行了分析。1实验结果与数学模型以容量为700MVA、电压等级为750kV的单相旁柱式自耦变压器为研究对象,建立三维有限元计算模型。根据变压器结构对称性采用实际模型的1/2进行计算(如图1)。图中的L型磁屏蔽紧贴夹件表面,肺叶式磁屏蔽位于绕组主通道正上(或下)方,并镶嵌在压板之中,用于抑制绕组漏磁场进入夹件和其他铁磁部件。图中的A柱和X柱上套有低压绕组、中压绕组和高压绕组等3绕组。A柱和X柱之间由并联方式相连。Y柱上的绕组为激磁绕组和调压绕组。在本文中,夹件L型磁屏蔽和肺叶式磁屏蔽是被单独使用的。油箱磁屏蔽为上下两组由硅钢片制成的屏蔽组成,分别位于绕组上、下端部附近,靠近油箱壁内表面,防止漏磁场由绕组端部进入油箱壁。分析变压器三维涡流问题时,对模型进行了如下假设与简化:1)根据变压器结构的对称性建立了自耦变压器1/2计算模型。2)忽略铁芯内的涡流、绕组内的环流及涡流,认为绕组电流密度在导体内均匀分布。3)忽略高次谐波,所有的场量均随时间按正弦变化。4)忽略铁磁材料的磁滞特性。在变压器高-中-低额定工况下计算了漏磁场及杂散损耗。计算漏磁场及涡流损耗时考虑了油箱、铁芯和磁屏蔽材料的非线性磁特性。对屏蔽材料采用“均匀化方法”,按各项异性材料处理,用电导率的各向异性模拟屏蔽的叠积效果。根据硅钢片与空气间磁感应强度B,磁场强度H的连续性条件,沿磁屏蔽叠积方向(y方向)的磁导率为式中,u0为真空磁导率;uy为垂直与硅钢片表面的磁导率。c为硅钢片叠片系数,取0.97。通过B-H曲线表示平行于硅钢片表面的沿轧制方向磁导率ux和垂直轧制方向的磁导率uz。在磁屏蔽等叠片部件中涡流不能穿过叠片,因此由电导率的各项异性描述磁屏蔽的叠积效果。叠片磁屏蔽表面磁场发生变化时,在靠近表面的两三张硅钢片中涡流损耗比较集中,此部分损耗不能忽略,取其沿叠积方向的电导率为cσ,此时电导率模型为其他硅钢片中沿着叠积方向的涡流很小,产生的涡流损耗也非常小,近似认为此方向上没有涡流,此部分硅钢片的电导率取σy=0,σx=σz=σ。此时电导率模型为本文结合基于T-Ω位组的三维求解法,采用大型电磁场有限元分析软件进行涡流场计算。此方法的优点为数值计算简单,未知量少,所需计算机资源少,计算时间短等。可以用下列公式描述采用T-Ω法求解变压器三维涡流问题的数学模型。三维时谐场求解时考虑了导体中的位移电流,因此在涡流区域的控制方程为对于节点元,则采用库伦规范,引入罚函数项,则由▽·B=0得在非涡流区域的控制方程为式(4)~(8)中,Hs为源电流在无限大空间中产生的磁场,Ω为磁标量位,σ为电导率,ε为介电常数,μ为磁导率。对于铁磁结构件,其涡流区域V内的损耗为式中,J表示单元涡流密度。时谐场(正弦稳态场)的平均涡流损耗可以通过公式(10)计算式中,J0rms表示J0在一个周期内的平均值,J0为与J相关的向量,Pe表示涡流损耗。2计算流损失的计算与保护措施的分析2.1柱内点位置和形态下面计算变压器油箱及夹件等结构件的涡流损耗及其分布情况。图2和图3分别给出夹件表面和油箱壁内表面损耗分布。图中h为油箱和夹件的高度,l为油箱和夹件长度。以模型的A柱与X柱中心点作为图中坐标原点。夹件和油箱高度分别为460mm和4400mm,长度分别为7150mm和9200mm。无屏蔽时结构件涡流损耗计算值见表1。油箱涡流损耗和磁通密度主要集中在A柱与X柱之间绕组端部和每柱绕组中部对应部位。油箱最大磁通密度和局部最大损耗密度分别为1.77T和5912kW/m3,并且出现在箱壁上,而箱盖与箱底磁通密度和损耗密度相对较小。夹件磁通密度主要集中在A柱绕组和X柱绕组端部对应的部位,其最大值为0.068T。此处夹件涡流损耗密度也最大,其局部最大值为1621kW/m3。2.2磁屏蔽方式对夹件胶损性能的影响在电力变压器结构件中分布不均匀的涡流损耗会造成局部过热问题并且影响变压器的正常运行。通过油箱、夹件以及其他部件安装磁屏蔽可以降低涡流损耗。高磁导率的磁屏蔽材料,会使漏磁场吸引到磁屏蔽中,防止漏磁场进入油箱等其他结构件,从而降低结构件中的涡流损耗。油箱磁屏蔽安装在箱壁内表面附近,此处也是损耗主要集中的部位。油箱壁安装磁屏蔽后箱壁内表面损耗分布如图4所示。安装磁屏蔽后,箱壁磁通密度和损耗密度明显降低。由于屏蔽位于绕组端部附近,因此,此处油箱壁磁通密度和损耗密度降低更加明显。箱壁涡流损耗主要集中在对应于A柱绕组中部和磁屏蔽末端附近。油箱壁最大磁通密度和局部最大损耗密度与无屏蔽时相比分别降低26.3%和48.28%。油箱损耗降低33.25%。结构件损耗计算值列于表2。为了降低夹件涡流损耗采取肺叶式磁屏蔽和L型磁屏蔽方式,安装磁屏蔽后夹件涡流损耗分布如图5所示。变压器采用肺叶式磁屏蔽后,进入夹件的漏磁通明显降低,从而使夹件涡流损耗减小。此时夹件表面局部最大损耗密度与无屏蔽时相比减小了37.22%。夹件外表面采用L型磁屏蔽后,夹件损耗降低更加明显,其表面局部最大损耗密度与前者相比降低了11.84%,与无屏蔽时相比降低了49.06%。此两种屏蔽方式下结构件涡流损耗计算值列于表3。图6和图7分别给出了不同屏蔽形式对结构件涡流损耗(Pe)和局部最大损耗密度(Pe-den)的影响。屏蔽情况包括无任何屏蔽(Ⅰ),油箱安装磁屏蔽(Ⅱ),夹件安装肺叶式磁屏蔽(Ⅲ)和L型磁屏蔽(Ⅳ)。从图6和图7可看出,采用磁屏蔽措施后油箱及夹件涡流损耗和损耗密度明显降低。肺叶式磁屏蔽和L型磁屏蔽对油箱损耗也有一定的影响(如图6中Ⅲ和Ⅳ)。其中肺叶式磁屏蔽对油箱局部最大损耗密度(Pe-den)也有影响。夹件安装磁屏蔽后其涡流损耗明显降低,并且L型磁屏蔽效果好于肺叶式磁屏蔽,这是因为L型磁屏蔽位置与肺叶式磁屏蔽相比离夹件较近。3种屏蔽对拉板涡流损耗影响不明显,拉板涡流损耗最多只减小0.44kW,而结构件总损耗降低159.64kW,拉板只占0.28%。2.3肺叶式磁屏蔽前后表面线对rs-pcr的漏磁场比较夹件磁屏蔽的安装位置距绕组端部较近,并且由高导磁材料制成,因此它对绕组端部附近的漏磁场也有一定的影响。在分析夹件涡流损耗的基础上,进一步分析位置1和位置2处的漏磁场,位置1对应于X柱高压绕组和中压绕组之间的主通道上方,位置2对应于A柱高压绕组和中压绕组之间的主通道上方(如图8所示)。图9为位置1和位置2处的漏磁场计算结果。从图9可看出,加装肺叶式磁屏蔽后,正对磁屏蔽下方的绕组端部漏磁场明显增大,而加装L型磁屏蔽后位置1和位置2的磁场值无明显变化。计算结果表明了肺叶式磁屏蔽对绕组端部附近的漏磁场的影响相对较大。这是因为肺叶式磁屏蔽离绕组端部较近,而L型磁屏蔽位置相对较远。3实际变压器的损耗分析为了验证漏磁场和损耗计算方法的有效性,应用以上方法对SFP-17000kVA/37.6kV型实际变压器以及变压器油箱损耗基准模型(TEAMProblem21-B)、变压器磁屏蔽损耗基准模型(TEAMProblem21c-M1)和变压器无磁钢夹件或拉板损耗基准模型(TEAMProblem21a-0)进行了漏磁场和损耗计算分析。图10给出了实际变压器产品的漏磁场测试位置示意图。表4给出了3种模型的钢板中损耗计算值(包含屏蔽)与测量值对比结果。图10中,位置Ⅱ对应与C相绕组外表面附近,从绕组中心至端部的位置。图11(a)和(b)分别给出位置Ⅰ和位置Ⅱ的磁通密度辐向分量(By)计算值与实测值的对比结果。从表4可看出,损耗计算误差<2%;从图11可看出,漏磁场计算结果与实测值基本符合,从而验证了所采用的计算方法的有效性。4磁屏蔽对杂散耗的影响分析不同磁屏蔽结构对漏磁场及结构件涡流损耗的影响,得出如下结论:1)油箱加磁屏蔽能够有效地降低其涡流损耗及损耗密度。加磁屏蔽后油箱涡流损耗降低33.25%。2)加L型磁屏蔽和肺叶型磁屏蔽可以降低杂散耗,并且有利于消除热点。夹件采用肺叶式磁屏蔽时其涡流损耗与无