變壓器升高座局部過熱的機理及分析

　　摘要：本文中作者對一臺 63MVA/10.5KV 的產品出現的局部過熱問題從原理上闡明其過熱機理，結合仿真驗證過熱現象，最后給出改進措施，成功通過溫升試驗證明改進方案的可靠性。

　　鄧如應; 李林達; 王仁， 變壓器 發表時間：2021-09-25

　　關鍵詞：變壓器;局部過熱;磁熱耦合;渦流;大電流引線

　　1 引言

　　在電力變壓器的設計生產中， 溫升問題是必須考慮的，一臺合格的產品必須滿足溫升限值的要求。對于大電流產品，其漏磁場的分布更為復雜，如果漏磁產生的雜損集中在金屬結構件散熱條件不足的區域，會造成這些金屬結構件出現局部過熱問題，影響產品的安全運行。

　　研究變壓器的熱點溫升產生的機理及有效的應對措施對于變壓器的安全運行很有必要。 本文中筆者基于一臺 63MVA/10.5KV 的變壓器產品， 闡明了其升高座產生過熱現象的機理， 通過磁熱耦合分析復現了溫升試驗結果，給出了可行的改進方案，并通過溫升試驗驗證了方案的有效性， 為大電流變壓器產品升高座的設計提供了理論和工程指引。

　　2 故障概述

　　本文分析的產品主要參數如表 1 所示。 在溫升試驗階段， 高壓側施加電流 3646A， 低壓側三相短接，試驗 6 小時后，高壓升高座 A 相和 B 相下方的法蘭區域出現局部過熱現象，如圖 1 所示，溫升熱點結果見表 2。

　　3 過熱機理分析

　　該產品高壓側引線一次電流大， 產生較強的漏磁場，由于升高座區域采用的是導磁鋼材料，因此引起較大雜散損耗，包括渦流損耗和磁滯損耗，法蘭區結構復雜，小特征多，所以容易產生過熱。 由于已知熱點位置在高壓升高座，故建立局部模型進行分析，如圖 2 所示。

　　引線周圍的漏磁場是三維開域、 非線性渦流場的求解問題，選定局部模型體積的 4 倍~5 倍作為求解邊界，材料屬性如表 3 所示。

　　3.1 控制方程

　　本文基于 T-Ω 位組的有限元方法進行磁場計算，T 是電流矢量位，Ω 是磁標量位。 采用庫倫規范，引入罰函數，渦流區的控制方為： J=塄×T (1) H=T-塄Ω (2)塄× 1 σ ×T- 塄( 1 σ 塄 塄 塄·T) + 鄣鄣t μ(T-塄Ω)=0 (3)塄·μ(T-塄Ω)=0 (4)式中，J 為感應渦流密度;H 為磁場強度;σ 為電導率;μ 為磁導率。 3.2 雜散損耗的計算導磁鋼結構渦流損耗 Pe 為： Pe= V 乙 J 2 σ dv (5)式中，V 為單元體積。導磁鋼板的磁滯損耗 Wh 通常認為是磁通密度峰值 Bm 的函數： Wh= Ne e = 1 ΣWh (e)(Bm (e))ρV(e) (6)式中，Wh (e)為單元磁滯損耗，Bm (e)為單元磁密峰值，ρ 為屏蔽結構密度，V(e)為單元體積，Ne 是單元總數。

　　該產品在 0 時刻的磁場密度矢量分布如圖 3 所示， 0 時刻 B 相相電流相角為 0， 電流大小達到幅值，A 相相角為 120°，C 相相電流相角為-120°，引線采用三角形接法，根據相、線電流矢量合成關系，此時 A、B 相間的磁密達到幅值， 所以升高座 A、B 及相間導磁鋼區域漏磁分布集中，強度大。

　　該產品的渦流密度分布如圖 4 所示， 引線周圍的升高座導磁鋼結構渦流密度較大， 而低磁結構渦流密度很小。

　　以上漏磁場及其產生的渦流分布的規律， 可以印證關于該產品升高座局部過熱的機理闡述， 即大電流引線的漏磁場在升高座相間集中導致局部結構的渦流較大，引起過熱。

　　3.3 熱場計算

　　熱分析過程中，根據傳熱學理論：塄·λ塄T=-Q+ρc 鄣T 鄣t (7)式中，T 為溫度;λ 為熱導率;Q 為單位時間內熱源在單位體積中產生的熱量;ρ 為材料密度;c 為比熱容。上式在全局直角坐標系中表示為：鄣鄣x (λxx 鄣T 鄣x )+ 鄣鄣y (λyy 鄣T 鄣y )+ 鄣鄣z (λzz 鄣T 鄣z )+Q=ρc 鄣T 鄣t (8)變壓器溫升試驗結果是穩態的傳熱性能，忽略溫度對結構件材料屬性的影響，上式簡化為：鄣2 T 鄣2 x + 鄣2 T 鄣2 y + 鄣2 T 鄣2 z +Q λ =0 (9)求解邊界： -λ( 鄣T 鄣n )w=h(tw-te) (10)式中，h 為邊界處結構件表面傳熱系數;tw 為結構件表面溫度;te 為冷卻介質溫度;n 為邊界的外法向矢量。

　　變壓器的溫升可進一步表示為： -(λ塄T)·n=q+qc+qr (11)式中，q 為通過邊界的熱量;qc 為對流換熱的熱量;qr 為輻射的熱通量，分別按式(12)、式(13)計算。 qc=hc*(T-Te) (12) qr=hr*(T4 -T4 e) (13)式中，hc 是結構件表面對流換熱系數;hr 是油箱輻射換熱系數，與變壓器整體換熱相比，油箱的輻射熱量可忽略不記，hr 為 0;Te 是環境溫度。

　　對流換熱系數與結構幾何形狀和材料有關：hr= Nu·λ l (14)式中，Nu 為努塞爾數，按式(15)計算，l 為對流特征長度。 Nu=C(G·r Pr)n (15)式中，Gr 為格拉曉夫數，按式(16)計算;Pr 為普朗特數;常數 C 和指數 n 的取值如表 4 所示，取值為經驗修正系數。

　　式中，α 為冷卻介質體積熱膨脹系數;g 為重力加速度;v 為流體運動粘度。本文利用以上公式計算得到模型中結構件各表面的對流換熱系數如表 5 所示。

　　試驗環境溫度為 27.8℃， 變壓器油面溫度為 73.4℃，仿真得到溫度場分布如圖 5 所示。

　　熱點位于升高座底部法蘭近相間局部區域，與試驗結果相符。熱點溫度為 117.8℃，根據經驗，局部模型的熱點溫升比全模型的熱點溫升小 2K， 所以，實際溫度為 119.8℃，溫升為 92K，與試驗值 91.7K 符合，仿真結果復現了試驗過熱現象，證明仿真方法的有效性。

　　4 改進措施及結果

　　變壓器防止過熱的措施通常有：(1) 加屏蔽結構，包括電屏和磁屏;(2)改進過熱結構，增加散熱性;(3)改用低磁材料。 本文采用第三種方法，將高壓升高座底部及其法蘭改為低磁材料，去掉高壓升高座底部支撐肋板，相間分割漏磁槽，用低磁材料填充，如圖 6 所示，圖中青色部分代表低磁鋼材料。既能削弱升高座的渦流現象， 又能增大相間磁阻，從根本上解決引線電流的漏磁引起的渦流過熱問題。

　　應用改進措施前后的溫升試驗和改善的仿真對比結果如圖 7 所示，數據對比見表 7。 改進前溫升試驗熱點位置分別在 A 相和 B 相，熱點溫升分別為 91.5K 和 91.7K，將三相升高座材料更改為無磁鋼材料后，熱點只存在于 A 相，且降低為 74.7K，熱點溫升仿真值為 72.85K，加上 2K 的局部模型誤差，實際為 74.85K。 改進后的溫升試驗熱點位置與仿真有差別，因為采用手持式溫升掃描儀獲取 A 相升高座熱點分布時，部分區域被 B 相升高座遮擋，但是并不影響結果的有效性。 改進后的熱點位于 A 相升高座安裝法蘭上，這是因為與升高座筒壁相比，法蘭突出且厚度更大。 從仿真和試驗結果來看，改進方案完全滿足鐵件熱點溫升限值要求。

　　5 結論

　　本文基于實際變壓器產品的升高座過熱現象，闡述了過熱機理，分析了變壓器磁場及溫升計算的原理，通過仿真復現了試驗結果，給出了應對變壓器升高座局部過熱的方法，并利用試驗和仿真驗證了方法的有效性。 本文的分析方法及結論對于大電流引線引起的變壓器升高座過熱問題具有理論和工程指導意義。