【《小容量实验变压器模型直流偏磁实验分析》4000字】

小容量实验变压器模型直流偏磁实验分析目录TOC\o"1-3"\h\u23670小容量实验变压器模型直流偏磁实验分析 15891.1实验室直流偏磁实验平台搭建 1310361.2仿真结果与实验数据对比 41.1实验室直流偏磁实验平台搭建为了验证第三章所建立多物理场耦合模型的正确性，设计并搭建了特高压变压器缩比模型实验变压器，并利用该台额定容量为5kVA，额定电压为360V的单相四柱式三绕组自耦变压器进行直流偏磁实验，表4-1展示了实验模型变压器与特高压变压器关键电气参数对比情况。其铁心结构、接线方式与特高压变压器保持一致，铁心与窗口尺寸为特高压变压器的1/12，尺寸为661mm×100mm×356mm，如图4-2a所示。铁心未能使用特高压变压器所用的新日铁公司生产的27ZH095硅钢片，选择了性能与之较接近的国产硅钢片进行替代，该实验变压器铁心所使用硅钢片为宝钢生产的B23R075，其与特高压变压器所使用的硅钢片27ZH095之间的差异如图4-2b所示。不同绕组之间的电压比、电流比、匝数比也均与特高压变压器一致。在高压侧施加电源激励，中压侧、低压侧开路时可进行变压器直流偏磁空载实验，也可以通过在中压侧和低压侧接入负载实现变压器额定运行下的直流偏磁实验。a)实验变压器实体图b)不同硅钢片B-H曲线对比a)Downscaledtransformerb)B-Hmagnetizationcurve图4-2实验变压器模型Fig.4-2DownscaledmodelofUHVtransformer表4-1特高压变压器与实验变压器模型参数对比Table4-1ParameterscomparisonofUHVtransformerandDownscaledmodel参数特高压变压器实验变压器模型变压器型号ODFPS-1000000/1000DG-5/0.36额定容量(kVA)1000/1000/334x1035/5/1.67额定频率(Hz)5050额定电压(kV)0.36/0.18/0.06额定电流(A)1649.57/3299.14/3036.313.89/27.78/27.78串联/公共/低压绕组匝数678/678/24660/60/20铁心结构2主柱2旁柱2主柱2旁柱中压/低压侧额定阻抗(Ω)91.9/36.26.72/2.16为该台实验变压器模型搭建的直流偏磁实验平台如图4-3所示，该实验平台首先通过市电引入电压源激励；经过调压器和隔离变压器配合获得实验变压器高压侧所需电压大小；在电压源与被测试变压器之中引入隔离变压器，其作用主要为阻断直流回流向电压源测，对电压源造成影响，在隔离变压器的设计上，有一点需要注意：为了避免回路中的直流造成隔离变压器直流偏磁带来的谐波和噪声污染，需要尽可能提高其额定电压等级（被测试变压器额定运行时，隔离变压器磁通密度仅为0.3T）；直流模块分别由直流电源，可调电阻，电力电容器组成，其中可调电阻搭配直流电源调节输出直流大小，电力电容器提供交流通道，从而使回路中的交流流过电力电容器所在支路，从而保护直流电源，本实验拼图使用8台1194μF电力电容器相并列，其等效阻抗为0.3Ω，原则上当店里电容所在直流阻抗小于电阻和直流电源所在之路阻抗的十分之一即可认定电力电容器有效的保护了直流电源；电气数据的采集是通过一台FlukeNorma5000功率分析仪对直流偏磁下变压器的空载励磁电流、绕组电流以及各绕组电压进行了测量；测量中使用压电式振动加速度传感器，通过磁吸座固定在变压器铁心表面进行数据采集。实验平台所涉及的设备型号参数如表4-2所示。表4-2实验设备配置参数Table4-2Experimentequipmentlist名称型号及参数调压器额定容量10kVA，输出电压0V~300V隔离变压器DG-10/0.22，额定容量10kVA，输入电压220V，输出电压360V直流电源TektronixPWS2326，输出直流电流0A~6A，输出直流电压0V~32V电力电容器BSMJ-0.4-60-1，电容值为1194μF，共八台并联使用，并联后阻抗值为0.3Ω功率分析仪FlukeNorma5000加速度传感器灵敏度：100mV/g,范围：±50ga)直流偏磁实验平台原理图b)直流偏磁实验平台现场图a)SchematicdiagramofDCbiastestplatformb)PhotooftheDCbiastestplatform.图4-3特高压变压器缩比模型直流偏磁实验平台Fig.4-3ExperimentalplatformofadownscaledautotransformerunderDCbias1.2仿真结果与实验数据对比基于第三章建立的“电-磁-力”多物理场耦合模型对实验变压器模型进行了仿真计算，并与直流偏磁实验平台测量结果进行了对比，图4-4展示了空载无直流情况下励磁电流波形对比情况。图4-5、4-6、4-7分别展示了当直流偏置电流为1A、3A、5A时，空载励磁电流的波形和经过FFT变化所得的谐波幅值的仿真计算值与测量数据对比情况。通过分析可得，不加直流偏置电流时，仿真计算结果和实测结果相比，励磁电流的峰值和有效值的相对偏差分别为2.2%和1.2%。当通入直流偏置电流达到5A时，其对峰值计算的准确度相比空载情况略有下降，直流偏磁情况下励磁电流的峰值与有效值的相对偏差为7.9%和3.7%。由图片中的实测数据和仿真计算对比结果可以发现，目前仍存在两处明显的误差，第一处为无直流偏磁时励磁电流过零点处的误差，引起该处误差的原因为：本文的场路耦合模型并未考虑铁心的磁滞现象，图中实测数据可以看到过零点附近波形存在明显的磁滞现象，而仿真数据的波形在过零点处未考虑磁滞现象是对称的，不过在直流偏磁发生时，该处的误差并不明显；第二处存在于直流偏磁发生时，励磁电流峰值计算误差，造成此处误差的原因是：厂商提供的B-H曲线值未包括严重饱和时的数据，在仿真计算的过程中常常对该曲线严重饱和后的曲线进行线性拟合处理，由此得到的磁导率值将会大于实际值，即仿真结果的饱和程度小于实际情况，所以从图中的对比结果就可以发现，实际情况直流偏磁铁心更饱和，因此励磁电流的峰值也更大，此处的误差与理论分析一致，也侧面证明了该模型的准确性。综上所述，仿真结果和实验数据的对比表明，利用本论文所提出的结合串联电阻和电压补偿法的场路耦合有限元模型进行变压器直流偏磁电气量的求解时，该模型具备较好的精确性，从而获得较为准确的铁心磁场分布，为下一步的磁场-机械力场耦合模型的计算提供基础。a)无直流时的励磁电流波形对比b)无直流时的励磁电流谐波幅值对比a)Theexcitationcurrentwaveformb)Harmonicsofexcitationcurrent图4-4不加直流时仿真计算与实测的励磁电流对比Fig.4-4ComparisonofcalculatedandmeasuredexcitationcurrentwithoutDCbiasa)直流为1A时的励磁电流波形对比b)直流为1A时的励磁电流谐波幅值对比a)Theexcitationcurrentwaveformb)Harmonicsofexcitationcurrent图4-5直流为1A时仿真计算与实测的励磁电流对比Fig.4-5Comparisonofcalculatedandmeasuredexcitationcurrentunder1ADCcurrenta)直流为3A时的励磁电流波形对比b)直流为3A时的励磁电流谐波幅值对比a)Theexcitationcurrentwaveformb)Harmonicsofexcitationcurrent图4-6直流为3A时仿真计算与实测的励磁电流对比Fig.4-6Comparisonofcalculatedandmeasuredexcitationcurrentunder3ADCcurrenta)直流为5A时的励磁电流波形对比b)直流为5A时的励磁电流谐波幅值对比a)Theexcitationcurrentwaveformb)Harmonicsofexcitationcurrent图4-7直流为5A时仿真计算与实测的励磁电流对比Fig.4-7Comparisonofcalculatedandmeasuredexcitationcurrentunder5ADCcurrent随后进行的负载实验分别在实验变压器模型的中压、低压侧带上额定电阻负载，使变压器达到额定运行状态，并对负载运行时高、中、低压侧的绕组电流进行了测量。图4-8分别展示了无直流、3A直流和5A直流偏磁情况下的各绕组电流波形，及绕组电流波形的仿真计算值与实测数据对比情况。由图可以看出，本论文所建立的模型对负载情况下各绕组电流的计算也非常准确，能有效的计算出直流偏磁发生阶段各绕组电流的变化规律。a)无直流b)直流为3Ac)直流为5Aa)WithoutDCbiasb)Under3ADCbiasc)Under5ADCbias图4-8仿真计算与实测的各绕组电流波形对比Fig.4-8ThecalculatedandmeasuredwindingcurrentwithandwithoutDCbias之后进行了实验变压器模型直流偏磁空载振动实验，对空载直流偏磁时的振动加速度进行了测量。将未加直流偏置电流情况下的空载振动加速度波形和经过FFT变化所得的谐波幅值实测值与仿真结果进行了对比，如图4-9所示。结合图中振动加速度时域波形曲线和频域谐波柱状图可以得知，在无直流偏磁情况，实际运行变压器铁心振动加速度由100Hz基频和200Hz、300Hz、400Hz等倍频共同组成，仿真计算所得波形在基频范围较为吻合，在倍频处存在一定误差，这也与第二章所建立的磁致伸缩等效力模型相一致，在铁心未饱和时，磁致伸缩等效力仅受磁化强度二次方作用，主要用于反应振动的基频大小。关于基频分量的仿真计算值为0.088m/s2，实测值为0.083m/s2，计算误差仅为6.2%，具备较高的计算精度。图4-10、4-11、4-12分别展示了当直流偏置电流为1A、3A、5A时，振动加速度的波形和经过FFT变化所得的谐波幅值的仿真计算值与实测数据对比。根据图中振动加速度时域波形曲线和频域谐波柱状图分析可知，在直流偏磁发生阶段（前半周期），振动加速度波形产生了较大的畸变，本论文模型能有效地反应该阶段发生直流偏磁情况铁心振动的畸变现象（对应励磁电流快速上升和下降阶段，即铁心进入饱和阶段以及从饱和阶段退回未饱和街道），相比无直流情况，加速度波形各次谐波受直流偏磁影响较大，各次谐波随着直流偏磁程度的增加而大幅增加，其中以200Hz谐波增幅最大。表4-3展示了振动加速度基频和主要倍频谐波幅值仿真结果与实测数据的计算误差。由表中数据可知，当直流偏置电流分别为1A、3A、5A时，基频100Hz和倍频200Hz幅值的计算误差分别为1.0%、5.8、9.9%和0.6%、1.4%、35%，100Hz和200Hz幅值的计算相对精确，不过，随着直流偏磁程度的加深，各次谐波受直流偏磁的作用开始互相影响，增大了预测的难度，计算精度下降，100Hz幅值计算误差从1A时的1.0%升值5A时的9.9%，而200Hz幅值计算误差从1A时的0.6%上升至5A时的35%。直流偏磁的作用会增加了高次谐波的预测难度，该模型在计算高次谐波幅值的误差相对较大。表4-3直流偏磁下振动加速度计算误差Table4-3MiscalculationofaccelerationunderDCbiascurrent频率(Hz)1A3A5A1001.0%5.8%9.9%2000.6%1.4%35.5%30046.9%42.8%31.5%40075.9%11.3%11.3%a)无直流时的振动加速度波形对比b)无直流时的振动加速度谐波幅值对比a)Theaccelerationwaveformb)Harmonicsofaccelerationcurrent图4-9无直流时仿真计算与实测的振动加速度对比Fig.4-9ComparisonofcalculatedandmeasuredaccelerationcurrentwithoutDCbiasa)直流1A时的励磁振动加速度波形对比b)直流1A时的振动加速度谐波幅值对比a)Theaccelerationwaveformb)Harmonicsofaccelerationcurrent图4-10直流为1A时仿真计算与实测的振动加速度对比Fig.4-10Comparisonofcalculatedandmeasuredaccelerationcurrentunder1ADCbiasa)直流3A时的励磁振动加速度波形对比b)直流3A时的振动加速度谐波幅值对比a)Theacceleration