變壓器設計校核和調(diào)試

變壓器設計校核和調(diào)試江蘇省電力試驗研究院萬達1變壓器絕緣強度的校核1.1縱絕緣強度校核1.1.沖擊計算和傳遞過電壓1）繞組沖擊分布計算，各繞組在全波、截波時，油中場強、餅間場強和匝間場強等均應小于許用場強。2）傳遞過電壓分布校核高壓首端全波/截波沖擊電壓時，低壓繞組的傳遞過電壓計算和校核。1.2主絕緣強度校核1.2.1全域電場分析通常為便于校核，將雷電沖擊、操作沖擊試驗電壓按照一定的沖擊系數(shù)換算成工頻一分鐘值，取該換算值與實際工頻耐壓（一分鐘）值的最大值，作為設計絕緣水平（DIL）。例如特高壓升壓變的高壓線端絕緣水平分別為：雷電沖擊2250kV、操作沖擊1800kV和工頻5分鐘耐壓1100kV。按照分別的沖擊系數(shù)2.7、2.3和工頻電壓－時間特性系數(shù)0.92換算為工頻一分鐘電壓值的最大值為1200kV,作為設計絕緣水平（DIL）進行校核。變壓器各部位，包括繞組間、繞組對地、繞組縱絕緣等進行全域電場分析計算，找出各關鍵部位的電場強度，確保在各種試驗電壓（雷電沖擊、操作沖擊、感應和外施工頻耐壓）下，均不擊穿，且不發(fā)生局部放電。線圈端絕緣部位的電場解析如圖1所示。圖1線圈端部的電場解析1.2.2無局部放電設計⑴局部放電發(fā)生的概率在超（特）高壓變壓器中，引入無局部放電設計概念，即局部放電發(fā)生概率很低（0.1%～1%）的設計。按照韋伯分布局部放電發(fā)生概率P如式（1）計算：P＝1－exp{-ln2×（E/E50）-m}（1）式（1）中：E－對應概率P的場強kV/mm；E50－50％局部放電發(fā)生概率對應的場強kV/mm；m－韋伯分布的形狀系數(shù)，對于不同的絕緣部位和試驗電壓種類，形狀系數(shù)不同。例如有的公司給出如表1所示m值：表1形狀系數(shù)m⑵絕緣油的許用場強變壓器主絕緣系油－紙隔板結果，在工頻電壓作用下，油隙的強度是關鍵因素。國際上常用的“魏德曼油曲線”，給出了低局部放電發(fā)生概率的場強與油隙長度的關系，如圖2所示：圖2“魏德曼”油曲線（局放概率1~2）圖2中：曲線1－脫氣油，絕緣電極；曲線2－氣飽和油，絕緣電極；曲線3－脫氣油，無絕緣電極；曲線4－氣飽和油，無絕緣電極。對于曲線1～4的表達式如式（2）所示：Epd＝E1×d-akV/mm；（2）式（2）中：Epd－局部放電起始場強kV/mm；E1－油隙長度為1mm的局部放電起始場強，對應于曲線1、2、3和4，E1分別為21/17.8/17.8/13.5；d－油隙長度mm；a－指數(shù)，對應曲線1、2、3和4，a分別為0.37、0.364、0.364和0.364。（油隙越大，起始場強就越低，發(fā)生局方的可能性越大）500kV變壓器的油隙僅7mm，線圈有軸向油道電極面越大擊穿電壓于小。按照圖2或式（2），顯示油隙長度越小，局部放電起始場強越高。這是變壓器設計的基本思想，只要散熱條件允許，總是將油隙設計得更小些。圖2或式（2）所示的“魏德曼油曲線”所列的局部放電起始場強，對應的是1％～2％的發(fā)生概率，且是均勻電場的情況。各種試驗研究表明，油隙的局部放電起始場強還取決于油的體積、油的特性（水分和顆粒度），以及電場的均勻程度等因素。在實際運用中，對圖2或式（2）所示局部放電許用場強，要留有較大的安全系數(shù)。關于油體積效應：超（特）高壓變壓器的容量大，體積也大，即電極間油體積增加會帶來油絕緣強度的降低。通常認為油體積增大帶來較多的雜質(zhì)，從而導致絕緣擊穿的概率上升，絕緣強度降低。圖3給出，油體積從10－6cm3到105cm3的范圍，油擊穿場強的下降情況。在雷電沖擊電壓下，也存在類似的下降。圖3工頻1min的擊穿場強與電場油體積的關系關于油顆粒度和水分的影響：圖4給出油中水分和顆粒污染對油絕緣強度的影響。較清潔油輕污油重污油圖4工頻分級加電壓下，同軸圓柱電極的1％概率耐受強度試驗數(shù)據(jù)國際大電網(wǎng)會議資料介紹了多起因油中顆粒導致變壓器故障的實例。例如，委內(nèi)瑞拉的兩臺新800kV變壓器因濾油機的濾芯損壞，投運僅15分鐘左右，在低場強區(qū)的紙隔板處發(fā)生故障。巴西四臺800kV變壓器，運行僅2～6周，因冷卻器內(nèi)的油漆剝落，高壓引線對油箱壁故障。該批冷卻器曾在戶外不當儲存，水進入其中。加拿大的765kV變壓器在近30年的時間里，先后有約40只765kV套管均壓球或引線在出線絕緣處發(fā)生放電，均壓球與油箱壁的距離d為400mm，該部位對油中顆粒比較敏感，如圖5所示。圖5765kV套管均壓球故障部位各種電極和顆粒情況的試驗結果匯總，如表2所示。表2顆粒對裸電極油絕緣強度的影響由表2看出，序號1與序號2相比，金屬顆粒比無金屬顆粒的影響大（因序號2的a值大）；序號3、4與序號5相比，鐵和銅金屬顆粒的影響比纖維顆粒的影響大；序號8與序號9相比，升電壓速度慢時，顆粒影響大；序號13與序號14相比，后者是圓柱電極，油體積大，顆粒的影響也大；序號15與序號16相比，纖維絲的影響比纖維粒大。有資料對交流電壓下油中顆粒度對大油隙的擊穿電壓的影響進行了研究。直徑280mm的球形－平板電極，間隙距離600mm，油中添加纖維顆?；驍噭佑途箵舸╇妷好黠@降低，如圖6所示（圖中電壓為峰值，不是有效值）。油中不添加纖維顆粒也不攪動（靜放4天）的擊穿電壓最高約1100kV；攪動油后，擊穿電壓為660kV，下降約40％；添加纖維顆粒并攪動，擊穿電壓進一步降低。油中即使不人為添加纖維顆粒，其原有的少量顆粒仍會因攪動而移動至高壓電極，導致?lián)舸╇妷航档汀D6油中添加纖維顆?；驍噭訉舸╇妷旱挠绊憿窃O計合理的絕緣結構設計合理的絕緣結構，主要著力點是使電場均勻并防止沿紙板絕緣表面爬電。如圖1所示的端絕緣，線圈端部靜電板的邊沿圓整化，降低表面場強；設置多層絕緣角環(huán)，合理分割端部油隙，提高油隙的許用場強；絕緣角環(huán)的圓弧與電場的等位面重合，使固體絕緣表面場強降低，防止沿面放電等。此外，在絕緣結構的設計中還應避免出現(xiàn)長油隙，例如線圈對油箱，以及同一絕緣螺栓穿透多層絕緣隔板等情況。如圖7所示，左圖為同一絕緣螺栓穿透多層絕緣隔板，在螺栓處形成“長油隙”；右圖則巧妙地采用兩只絕緣螺栓交錯布置，即避免了“長油隙”，又實現(xiàn)了多層絕緣隔板的緊固。圖7避免同一絕緣螺栓穿透多層絕緣隔板為避免絕緣螺栓處形成密閉空腔，應在螺帽墊塊處開槽，以便對螺紋間隙抽真空和浸油。1.3引線絕緣校核超（特）高壓變壓器中的高電壓引線，包括繞組至高壓套管引線、分接引線和高－低－高線圈間的引線等。特別是后者，如圖8所示的高壓I與高壓II線圈間的連線，在沖擊（雷電、操作）電壓下，可能出現(xiàn)較高的振蕩，必須予以關注。高壓I與高壓II間連線鐵心8高－低－高結構的連線絕緣對于具體的引線絕緣應分別進行在各種試驗電壓下的絕緣強度校核，例如220kV級分接引線，在引線導體外包紙絕緣，引線導體絕緣外設多層紙隔板，紙板間以及紙板與導體絕緣間有一定的油隙。對于紙板間以及紙板與導體絕緣間油隙的許用場強，可按照一般的小油體積的許用場強考慮，但對于最外層紙板（例如圖9中的第2層紙板）外表面的許用場強，要考慮與變壓器夾件或油箱壁間的大油體積所帶來的許用場強降低，即考慮油體積效應。為此要優(yōu)化引線的絕緣結構，確保引線絕緣不發(fā)生局部放電。引線導體引線絕緣圖9變壓器分接引線絕緣示例此外，線圈端部靜電板及其引出線部位的電場較復雜，也應進行校核。要嚴格相關部位的包扎工藝，注意靜電板等位線的焊接和引出。2變壓器控制漏磁發(fā)熱和繞組溫升2.1變壓器漏磁場計算和控制漏磁發(fā)熱的措施準確計算漏磁場及其分布對確定變壓器短路阻抗、繞組短路機械力、結構件雜散損耗和繞組溫升等參數(shù)至關重要。如圖10為雙繞組變壓器的漏磁分布示意，高低壓繞組間的漏磁通，在繞組端部彎曲，并進入鐵心和上下軛鐵等結構件。為此，一方面需在繞組端部設置磁分路，盡量將漏磁通導入上下軛鐵，減少繞組端部的橫向漏磁通量，控制繞組熱點溫升和機械力；另一方面，在上下夾件和油箱壁采取一定的磁屏蔽措施，防止局部過熱。上軛鐵低壓繞組高壓繞組下軛鐵圖10雙繞組變壓器漏磁示意2.2繞組溫升控制在控制和計算漏磁通的基礎上，選擇合理的繞組導線類型（換位導線、組合導線或常規(guī)導線）和電流密度，并結合繞組內(nèi)部的冷卻油流量，可計算出繞組平均溫升和熱點溫升。由于漏磁通、冷卻油流量以及熱點溫度等計算方面存在一些不確定因素，繞組的溫升設計計算結果，應留有一定裕度。必須指出，變壓器繞組平均溫升和油箱壁的熱點溫升可直接通過溫升試驗予以考核和驗證。繞組熱點溫升，一般根據(jù)GB1094.7（2008）可按照式（3）計算：△?h＝△?i＋H×（△?W－△?im）（3）式（3）中：△?h－繞組熱點溫升（K）；△?i－頂層油溫升（K）；H－熱點系數(shù)，取H＝1.3；△?W－繞組平均溫升（K）；△?im－油平均溫升（K）。式（3）中的熱點系數(shù)H是關鍵參數(shù)，國標給出H＝1.3是統(tǒng)計值。因此，對于實際變壓器繞組熱點溫升，需埋設光纖測溫準確取得。該光纖測溫數(shù)據(jù)對同類型變壓器有借鑒意義。所謂“同類型”是指有類似的磁分路和磁屏蔽措施，有類似的導線類型和電流密度以及類似的冷卻方式和冷卻效果。目前，國內(nèi)有兩個制造廠在特高壓升壓變上埋設了光纖測溫，取得不少經(jīng)驗。3變壓器承受短路能力的校核3.1校核的基本原則變壓器電氣強度和漏磁發(fā)熱問題的校核，一般可通過在制造廠的出廠試驗予以驗證，唯有承受短路的能力不能直接考核，因此其校核比較重要。國家標準GB1094.5－2008《電力變壓器第5部分：承受短路的能力》，提出了對變壓器承受短路能力的理論評估方法。在設計評審中，應檢查產(chǎn)品設計中所出現(xiàn)的最大臨界機械力和應力的數(shù)值或與一臺短路試驗合格的、且與該待評估變壓器類似的參考變壓器相應數(shù)值進行比較，或采用國家標準指導的機械力和應力數(shù)值檢查變壓器的設計。3.2變壓器繞組受到的短路力和變形概述3.2.1幅向力及其導致的變形內(nèi)外繞組的軸向漏磁通，產(chǎn)生輻向力，如圖11所示。按左手定則（磁通朝掌心，四指朝電流方向，拇指為受力方向），內(nèi)外繞組受到使其分離的作用力。即外線圈在圓周方向受張力，即環(huán)形拉伸力，有擴大直徑的趨勢；內(nèi)線圈在圓周方向受到壓力，即環(huán)形壓縮力，有朝鐵芯方向變形的趨勢。如果內(nèi)繞組的機械穩(wěn)定性薄弱，或導線的抗彎強度不夠，繞組將發(fā)生變形。圖11繞組輻向受力示意圖如圖12和圖13分別給出了內(nèi)繞組發(fā)生“強制翹曲”和“自由翹曲”的損壞形式。內(nèi)線圈受壓縮，導線受到彎曲應力，可能發(fā)生導線向內(nèi)過度彎曲，導致“強制翹曲”，如圖14變形實例。內(nèi)繞組受到壓縮，可能失去穩(wěn)定，導致繞組周圍一處或幾處的導線向內(nèi)嚴重變形，形成“自由翹曲”?！白杂陕N曲”是內(nèi)繞組發(fā)生變形的更常見形式，如圖15和圖16的變形實例。整體繞組受壓縮，直徑變小，多余長度的導線從墊塊的個別部位突出，這就是內(nèi)繞組典型的機械失穩(wěn)例子。圖12內(nèi)繞組的“強制翹曲”變形圖13內(nèi)繞組的“自由翹曲”變形圖14“強制翹曲”變形實例圖15內(nèi)繞組“自由翹曲”變形實例之一圖16內(nèi)繞組“自由翹曲”變形實例之二此外，由于低壓繞組導線截面積大，又通常為螺旋繞法，繞組上的環(huán)形壓縮力還會形成對低壓繞組出線頭的推力，可能使低壓內(nèi)繞組發(fā)生螺旋狀向上綳緊的變形趨勢。該推力等于低壓繞組環(huán)形壓縮應力與出線頭截面積的乘積。3.2.2軸向力及其導致的變形變壓器因鐵心引起線圈端部磁通彎曲以及內(nèi)外線圈安匝不平衡（包括線圈不等高度和分接抽頭等）形成的幅向漏磁導致軸向力，分別如圖17和圖18所示。圖17給出內(nèi)外線圈安匝平衡，僅因鐵心引起線圈端部漏磁通彎曲的情況：內(nèi)外線圈幅向漏磁通Brad導致對線圈的壓縮力以線圈中部的壓縮力最大；內(nèi)線圈靠鐵心近，幅向漏磁通比外線圈的多些，對線圈的壓縮力也大些，即Fax1﹥Fax2；具體的漏磁通及其壓縮力，應通過2維或三維分析計算得出。圖17內(nèi)外線圈安匝平衡時的幅向漏磁通及其軸向力圖18給出內(nèi)外線圈5種安匝不平衡引起的幅向漏磁Brad以及導致的軸向力，情況比圖17復雜，不僅導致對繞組線餅的壓力Fax，還對夾持件產(chǎn)生推力Fs。例如圖18中的第1種為外線圈上下均較內(nèi)線圈短一截，其余安匝平衡的情況：外線圈的幅向漏磁及其壓縮力與圖17類似；內(nèi)線圈的幅向漏磁通較外線圈相對復雜，上下部分各有一組方向相反且數(shù)值不等的幅向漏磁通，分別導致線餅壓力Fax和上下推力Fs。后2種情況屬于因分接抽頭引起的幅向漏磁和軸向力，其中對線餅的壓縮力比繞組不等高度時下降。圖18內(nèi)外線圈各種安匝不平衡引起的幅向漏磁和軸向力國標提出線圈軸向變形的主要型式是線餅的過大壓力（如圖17和圖18的線餅力Fax）導致線餅導線傾斜如圖19所示：圖19繞組在軸向力作用下的導線傾斜對于軸向分裂結構的變壓器，單個分裂繞組出口發(fā)生短路導致的高壓和低壓間安匝極不平衡，使軸向力成為制約其承受短路能力的關鍵因素，大型變壓器不應采用軸向分裂結構。例如一臺低壓軸向分裂的變壓器，在高壓－低壓2進行突發(fā)短路試驗時，發(fā)生嚴重變形損壞，如圖20所示。其中，圖20（a）為高壓繞組變形情況；圖20（b）為低壓繞組變形情況。（a）高壓繞組（b）低壓繞組即使是非軸向分裂結構，如果，繞組軸向壓力不足，特別是采用單一壓板壓緊多個線圈時，個別線圈的軸向壓力不足或上部紙壓板強度不夠時，線圈軸向推力會導致線圈頂部上翹，嚴重變形，如圖21變形實例。圖21變壓器繞組軸向變形實例3.3變壓器內(nèi)繞組幅向機械強度的校核3.3.1幅向力計算⑴短路電流采用變壓器可能的最大運行方式，或無窮大電源。發(fā)電廠的升壓變可能遇到非同期并列問題，其最嚴重情況為兩倍電壓加在變壓器和發(fā)電機阻抗的串聯(lián)回路，這時的短路沖擊甚至比單無窮大電源還嚴重。按照國標規(guī)定，對于容量大于100MVA變壓器，短路電流的非周期分量系數(shù)為1.9，即短路短路峰值最大值為有效值的2.69倍。⑵內(nèi)線圈輻向力最大漏磁通密度：Bm=其中：1.256×10-6－空氣導磁率（H/m）；Im－短路電流的最大峰值（A）；N－繞組匝數(shù)；Hw－繞組幾何高度（mm）；繞組每匝導線單位長度受力：Fu＝0.5BmIm（N/m）整個內(nèi)繞組的輻向力：Fr＝πDmNFu×10-32?K?N?Im?＝1.97Dm×10-6（N）（4）1.256ImN×10-3（T）HwHwDm－繞組平均直徑（mm）3.3.2內(nèi)繞組幅向穩(wěn)定性（防止“自由翹曲”變形）的校核⑴內(nèi)繞組的平均環(huán)形壓縮應力內(nèi)繞組導線平均環(huán)形壓縮應力有如圖22計算原理：圖22內(nèi)線圈受力示意圖22中：F－線圈總的幅向力（N）；Dm－線圈平均直徑（mm）；Hw’－線圈導線凈高度（mm）；P－線圈平均的幅向壓應力（N/mm2）；a－線圈幅向導線凈厚度（mm）。在導線A或B斷面上的應力即為平均環(huán)形壓縮應力：如圖22所示，內(nèi)繞組的平均環(huán)形壓縮應力：σc,act=PDmFr=2a2?aHw'（N/mm2）（5）式（5）中：a－繞組輻向凈寬度（mm）；Hw’－繞組導線的凈高度（mm）。對于換位導線，設內(nèi)線圈線段數(shù)N1，每段換位導線根數(shù)N2，換位導線股數(shù)為n，每股線的幅向厚度b（mm），軸向高度h（mm），由式（2）得換位導線繞組的平均環(huán)形壓縮應力：σc,act=Fr2?nbhN1N2（N/mm2）（6）⑵內(nèi)繞組的穩(wěn)定性判據(jù)國標提出，平均環(huán)形壓縮極限應力限值：對于常規(guī)導線或非自粘性換位導線：σc,act≤0.35?Rp0.2；對于自粘性換位導線：σc,act≤0.6?Rp0.2。國標關于平均環(huán)形壓縮應力限值的穩(wěn)定性校核規(guī)定，屬于不計及線圈內(nèi)支撐（即“自支撐”）的理念，僅與導線自身的強度有關。3.3.2內(nèi)繞組導線幅向彎曲強度（防止“強制翹曲”變形）的校核⑴繞組導線幅向彎曲應力在計算繞組導線幅向彎曲應力時，將繞組及其內(nèi)支撐簡化為“簡支梁”結構，如圖23所示。F圖8I23簡支梁受力示意導線幅向彎曲應力：σb＝1?FLB（7）式（7）中：F－集中受力（N）；L－支點跨距（mm）；B－導線幅向厚度（mm），對于自粘性換位導線的導線等值厚度為b，其中n為換位導線中的股數(shù)，b為單股導線的幅向厚度；I－導線的慣性矩（mm），對于常規(guī)導線I＝4n2hb312（8）n3b3h對于自粘性換位導線I＝（9）48將導線幅向力變換為作用在各撐條檔中點的力，設內(nèi)線圈的總幅向力為Fr，線圈線段數(shù)N1，每段導線根數(shù)N2，線圈撐條根數(shù)N3，作用于一個撐條檔中心的幅向力：F＝Fr（10）2?N1?N2?N3將式（10）的F代入式（7）得到繞組在內(nèi)撐條之間跨度內(nèi)的導線幅向彎曲應力，該彎曲應力用于防止繞組“強制翹曲”的強度校核。⑵繞組導線幅向彎曲強度的判據(jù)按照國標，為防止“強制翹曲”，內(nèi)線圈撐條間導線的許用彎曲應力為不大于0.9?Rp0.2。3.4變壓器繞組軸向機械強度的校核3.4.1軸向力計算如前所述，軸向力取決于繞組端部磁通的彎曲和內(nèi)外線圈的安匝不平衡。繞組端部的磁通分布又與端部磁分路的結構密切有關，利于計算機精確的漏磁場計算十分必要，這是大型變壓器應重點注意的內(nèi)容。內(nèi)外線圈安匝不平衡引起的軸向力，目前一般制造廠均有計算，注意區(qū)分對繞組的壓縮力和對夾件的上下推力的計算。對于大型變壓器，還要人為增加設定內(nèi)外線圈的軸向高度差（例如，10mm及以上），進行軸向力校核。3.4.2繞組軸向強度的校核對繞組線餅的軸向強度校核主要為軸向導線的傾倒問題，即線餅壓縮力（Fax）應不超過導致導線軸向最大傾倒力的0.8倍。國標給出導致導線傾倒的最大極限力計算公式：?nbeqh2nXbeq3?Dmw??－322Ftilt＝?K1E0＋K2?K3K4?10kN（11）Dmwh??式（11）中：E0－銅的彈性模數(shù)，為110000N/mm2；n－在用扁導線時，為繞組幅向寬度中導線數(shù)或組合導線數(shù)；在用CTC導線時，為g（f－1）/2，其中：g為繞組幅向寬度中的CTC數(shù)；f為單根CTC導線中的導線根數(shù)；beq－用扁線時，為導線幅向寬度（mm）；用自粘性組合導線時，為單根導線幅向寬度的2倍（mm）；用非自粘性CTC導線時，為單根導線幅向寬度（mm）；Dmw－繞組平均直徑（mm）；X=cz?Dmw－為連續(xù)式、螺旋式繞組的墊塊覆蓋系數(shù)，其中：c為幅向墊塊寬度（沿圓周方向）（mm），z為在圓周上的幅向墊塊數(shù)；X－對于層式繞組，為1；h－如果導線是扁線，則為導線的高度（mm），如果是兩根軸向并排的且用紙包為一體的導線，則為導線高度的2倍（mm），如果是CTC導線，則為單根導線的高度（mm）；?－導線形狀常數(shù)，對于標準圓角半徑，為1.0，對于全圓角半徑導線，為0.85；K1－扭曲項系數(shù)，為0.5；K2－分層疊置項系數(shù)（N/mm2），當是單根或雙根導線時，為45，當是非自粘性CTC時，為22；K3－計及銅工作硬度等級的系數(shù)（見下表）：系數(shù)K3值K4－計及動態(tài)傾斜的系數(shù)（見下表）：系數(shù)K4值式（11）主要由兩部分構成：第一部分是關于導線的軸向抗彎能力；第二部分是線餅間絕緣墊塊的支撐力，包括導線與墊塊的接觸摩擦力等。國標規(guī)定，對自粘性換位導線線圈因其良好的軸向穩(wěn)定性，不需進行導線傾倒的校核。線圈沿軸向高度各線餅所處的幅向漏磁通不同，受到的軸向力也不同，要逐一校核其導線軸向傾倒的強度。對于非自粘性換位導線或局部采用非粘合的組合導線是容易發(fā)生傾倒的薄弱部位，在校核時應不被遺漏。此外，國標規(guī)定，對每個繞組受到的最大壓縮力、繞組最大端部推力（作用于夾件）以及鐵心拉板的拉伸應力等也應校核。3.5變壓器內(nèi)繞組幅向機械強度校核的實例如表3所示的幾臺變壓器，有些在外部短路后發(fā)生了嚴重變形故障或未承受住突發(fā)短路試驗、有些則經(jīng)受住了外部短路故障或突發(fā)短路試驗。通過對其機械強度的校核計算，從正反兩個方面，對運用國家標準提出的校核原則進行了實踐。表3變壓器內(nèi)繞組幅向機械強度的校核實例的驗算變壓器序號承受住外部短路或短路試驗繞組變形形態(tài)1否1’18135046.94862否自由翹曲變形11010509.286283否4是5是無變形10.579412.8814強制翹曲變形內(nèi)繞組電壓等級（kV）181350線圈平均直徑D(mm)總幅向力Fr式（4）46.9(MN)48繞組段數(shù)N16繞組每段導線根數(shù)N2自由翹無變形曲變形3510.58429369.488245.951301336繞組內(nèi)撐條數(shù)N3繞組內(nèi)撐條間的跨距L118(mm)單根導線在單一跨距中2262點受力F，式（10）(N)6.7導線規(guī)格n/b×h29/1.8×(mm×mm)非自粘90導線Rp0.2(N/mm2)導線慣性矩I，式（8）94.4或（9）(mm4)繞組平均環(huán)形壓縮應力74.1σc，act，式（5）或（6）(N/mm2）28按GB1094.5的環(huán)形壓縮的許用應力導線彎曲應力σb，式(7)636(N/mm2)81按GB1094.5的導線彎曲許用應力(N/mm2)3611822622016595.516165139.13292552410482317/1.7×6.7自粘1201685*32.529/1.8×6.72.12×10.61.7×8.54.25×13.2自粘160909090198548.423.4884.474.127.149**9.99643.91442849681281401812831.8817291.8108由表3看出：⑴序號1是一臺大型升壓變壓器，在發(fā)生非同期沖擊時，低壓繞組嚴重變形損壞。該低壓繞組采用非自粘性換位導線，機械強度極差，繞組平均環(huán)形壓縮應力和導線彎曲應力均明顯高于國家標準的許用值。如果換成同樣規(guī)格、RP0.2為160N/mm2的自粘性換位導線，其幅向強度已能滿足國標要求，如表3中的序號1’所示。⑵序號2和序號3變壓器在運行中外部短路時內(nèi)繞組發(fā)生嚴重變形故障，圖15變形繞組是序號2變壓器，圖16的變形是序號3變壓器。經(jīng)驗算，序號2變壓器的中壓繞組的平均環(huán)形壓縮應力（27.1N/mm2）與國標的許用值（28N/mm2）接近，但導線幅向彎曲應力明顯超過國標許用值，嚴重變形是必然的。序號3的內(nèi)繞組平均環(huán)形壓縮應力和導線幅向彎曲應力均明顯超過國標許用值。⑶序號4變壓器承受住了運行中的外部短路，內(nèi)繞組的平均環(huán)形壓縮應力和導線彎曲應力均低于國家標準的許用值，合格。該變壓器的低壓繞組雖未采用自粘性換位導線，但導線幅向厚度大，且電流密度低，機械強度強，在運行中承受住了數(shù)分鐘的外部短路，繞組未發(fā)生變形。⑶序號5變壓器的內(nèi)繞組采用自粘性換位導線，承受住了外部短路試驗。各機械應力均滿足國標要求。4變壓器調(diào)試中幾個重點試驗項目4.1絕緣電阻和介質(zhì)損耗因數(shù)測試4.1.1變壓器繞組絕緣電阻、吸收比和極化指數(shù)測試變壓器絕緣電阻取決于絕緣狀況、幾何尺寸和絕緣油的絕緣電阻等因數(shù)；絕緣電阻的吸收比增加反映吸收過程，有利于對不良絕緣狀況的判斷；極化指數(shù)延長了測試時間，對大容量高絕緣電阻的變壓器絕緣狀況的判斷更準確。進行該項測試時，變壓器所有繞組均應分別短路；每次測量前充分接地放電（不少于10分鐘）；排除套管外表面臟污的影響（如采用瓷套根部屏蔽的方法）；拆除套管周圍的臨時接地體，如腳手架等，避免形成空間的泄漏電流（對氣候潮濕時尤其重要）。4.1.2變壓器繞組絕緣的介質(zhì)損耗因數(shù)測試根據(jù)變壓器的主絕緣結構，繞組絕緣的介損可以看成紙和油兩部分串聯(lián)介質(zhì)的介損。tgδ＝Kptgδp＋Kotgδo式中tgδ―繞組絕緣的介損；tgδp－紙絕緣的介損；tgδo－油絕緣的介損；Kp、Ko－紙和油絕緣介損的折算系數(shù)，取決于絕緣的尺寸和介電系數(shù)等。通常，對于110～500kV變壓器，Kp≈Ko≈0.5tgδ≈0.5tgδp＋0.5tgδo通常在常溫下tgδo≈0則tgδ≈0.5tgδp上式表明了繞組絕緣介損(測量值)與紙介損的關系,也就是說,繞組絕緣介損基本上反映紙的絕緣狀況,其判斷絕緣狀況的有效性較高。測試變壓器繞組絕緣介質(zhì)損耗因數(shù)時注意：被測繞組及非被測繞組（或接地繞組）均應首尾短路。如果繞組首尾不短接，當繞組一端施加交流電壓時，由于磁耦合和電容的作用，繞組各點的電位及其相角不同，會對介損測試造成誤差；排除套管外表面臟污及周圍的臨時接地體（腳手架等）雜散電容的影響。當繞組絕緣的介介質(zhì)損耗因數(shù)較高時，應測試相應溫度下的絕緣油的介損，以區(qū)別紙和油的狀況。4.1.3變壓器套管的介質(zhì)損耗因數(shù)測試⑴測試方法采用西林電橋“正接線”測量，即套管高壓端加壓，末屏接入電橋測量。對于安裝在變壓器上的套管測量時，所有繞組均應短路（接地或加電）。因為未短路的繞組各點電位和相角是不同的，通過雜散電容對被測套管電容芯形成干擾，對套管介損測量帶來誤差。⑵測試注意事項套管電容量較小，容易受到各種干擾。套管法蘭應可靠接地。排除瓷套表面臟污，并避免近處有帶電或接地體（包括臨時的各種腳手架等）。①來自高壓端的影響如圖24（a）所示，套管電容芯等值為兩個電容Cx1和Cx2的串聯(lián)。如具有很大損耗的C0并聯(lián)在試品上，很明顯，將使介損測試值增大，形成介損測試的“正誤差”。很大損耗的C0是瓷套表面的臟污和潮濕空氣。高壓引線離瓷套距離過近，引線對電容芯的較大分布電容，將會增大瓷套表面潮污對介損測量的“正誤差”。因此，在潮污情況下測量，高壓引線與套管的夾角應盡量大（力爭大于90°）。至于潮污本身，盡量避免是比較常用的方法。圖24來自高壓端和接地端的影響②.來自接地端的影響如圖24（b）所示，很大損耗的C0與接地端有密切的電容耦合。該C0可能是臟污，也可能是套管法蘭沒直接接地（例如，通過介損大的木支架接地）等因素，表現(xiàn)為套管電容芯的一部分與地之間有較大損耗的雜散電容。該類影響使套管介損測試值偏小，形成“負誤差”。如圖24（c）相量圖所示，CX2的端電壓U0，在CX2和C0上形成的電流分別是IX和I0，其和電流I流過CX1。套管高壓端電壓U與IX的夾角將比U與IX的夾角大，前者反映套管介損值比實際值偏小，有時甚至是負值。例如，套管法蘭經(jīng)木方坐落在鋼鐵支架上，法蘭未接地，該木方就是C0，造成介損測試值為負值。將套管法蘭直接接地后，測試介損正常。在南方梅雨季節(jié)，氣候特別潮濕，這時的介損測試值往往是不真實的。如前所述，分布在瓷套表面的臟污會使介損測試值增大（第1種影響情況）；瓷套表面潮污過大的電流流入地（即套管法蘭），會使介損測試值減?。ǖ?種影響情況）。這樣，一“正”一“負”的誤差，真實的介損值為多少？它經(jīng)常使現(xiàn)場測試人員感到困惑。如果按本節(jié)分析，注意高電壓測試線的角度，拆除被試設備周圍接地體的雜散干擾，并盡量避免不良氣候，是可以測準介損的。有時，將緊靠接地法蘭的一個瓷套裙邊吹干，即將C0切斷，可有效解決介損測試值的“負誤差”問題。關于電場干擾，采用“倒相法”或“移相法”是比較成熟的方法。近年，微機型介損測試儀已普遍使用，具有較好的抗電場干擾性能。此外，對于三相套管進行相互和歷次試驗結果比較的方法，可提高判斷的準確性。③介損測試值不進行溫度換算：“規(guī)程”規(guī)定，電容型套管（包括電容型電流互感器）的介損測試值一般不進行溫度換算，這是根據(jù)電容芯的特有性能規(guī)定的。應該說，各種類型絕緣的介損有不同的溫度系數(shù)，并且即使同一種絕緣，因其狀態(tài)不同，介損的溫度系數(shù)也不同。例如，純變壓器油的絕緣結構，以電導損耗為主，一般具有上升的介損溫度曲線，即溫度升高，介損增大。其含水量越多的，對溫度越敏感。油紙電容型套管絕緣主要是電容屏間的油浸紙，介損以油浸紙的極化損耗為主。含水量少的良好油浸紙，在20～60℃范圍內(nèi)，因溫度升高，油黏度下降，極性分子的運動摩擦損耗下降，所以介損值隨溫度升高反而減小。當油浸值含水量高時，電導損耗為主，介損隨溫度升高而上升。含水越多的，介損值隨溫度升高而增大越明顯。由此，提倡在40～50℃的變壓器油溫下測量套管介損，這時介損不合格的，自然反映絕緣中含水多；介損合格的，含水少。因此，不進行套管介損的溫度換算，不會將合格的誤判斷為合格，還有利于提高發(fā)現(xiàn)不良套管的靈敏度。同理，在較低的溫度（低于20℃℃）下，因油黏度增加而導致介損上升，這種現(xiàn)象在寒冷地區(qū)的交接試驗中時有發(fā)生。同樣的道理也適用于變壓器的介損測量，只是變壓器絕緣介損的溫度曲線較套管不明顯。（介質(zhì)“極性粒子”在電廠的作用下翻轉，翻轉時的擠壓，產(chǎn)生損耗—介損。好的套管，隨著溫度的升高，介損下降，變壓器也是一樣。受潮后，介損會升高）4.2變壓器繞組直流電阻測試4.2.1儀器雙臂電橋和高精度的數(shù)字電壓表和電流表（伏安法）。4.2.2測試注意事項電壓線應盡量短和粗些；電壓和電流線與被測繞組的端子應可靠連接（用螺栓擰緊）；明確區(qū)分電流和電壓線，并確保電壓線接在電流線的內(nèi)側（從被測繞組看），避免電壓線接頭流過測試電流；切斷測試電流時，有過電壓產(chǎn)生，防止設備和人員受到傷害。同一變壓器的其他非測試繞組的端子及其引線間應可靠絕緣。4.2.3縮短測試時間的方法恒流源法：如圖25（a）使用專門的儀器“恒流源”，改變電勢E的大小，圖25縮短測試時間的原理維持電流I不變，縮短充電時間。圖25（a）中，r和L分別為被測繞組的直流電阻和電感。直流電勢E施加在繞組兩端后，因繞組內(nèi)磁場不能突變，充電電流I緩慢上升：E（1－e－1/T）rL充電時間常數(shù)T＝rI＝一段時間后（一般為3～4T），電流穩(wěn)定，I0=E，線圈內(nèi)有r穩(wěn)定的磁通，可測得正確的直流電阻值。如果圖2－1中，電勢E是自動可變的恒流源，充電初期E值很高，使電流迅速接近I0值，然后降低電勢為E0＝I0r，實現(xiàn)快速充電，如圖2－1（b）所示。過去沒有恒流源，采用高直流電勢（12V或24V蓄電池）加于繞組兩端，但電流迅速增長并接近I0時，人工串入電阻R，使I0＝E/（r＋R），也能實現(xiàn)快速充電。助磁法：僅適用于低壓繞組的測量。將同相同極性的高壓繞組串入測試的電流回路，借助高壓繞組高的直流安匝使鐵心飽和，電感減小，達到縮短充電時間的目的。這時，再使用恒流源，縮短時間的效果會更明顯。4.2.4三角形接線繞組直流電阻的測量一些大型變壓器，特別是三相五柱鐵心變壓器的低壓繞組已在油箱內(nèi)部接成三角形接線，給直流電阻的測試帶來一定困難。有時甚至7～8小時也難以完成測量。如圖26是測量ac間的直流電阻，為什么按照通常的方法難以取得快速測量呢？圖26測試三角形接線繞組直流電阻的通常接線ra、rb、rc和La、Lb、Lc為三相繞組各自的直流電阻和電感。通常，ra＝rb＝rc＝rA和C柱磁路對稱：La＝LbB柱磁路最短，勵磁電流最小Lb＞La＝Lc第1支路電流I1，充電時間常數(shù)T1＝La/r第2支路電流I2，充電時間常數(shù)T2＝（La＋Lc）/2r顯然，T2＞T1，即兩個支路的充電時間常數(shù)不同。因此，即使圖中的電勢E采用恒流源，能將總電流維持恒定，但兩個支路的電流卻因充電時間不同而不能迅速恒定（在三角形接線內(nèi)，有環(huán)流通過），導致測試時間的延長。（加大電壓，可以縮短測試時間，但加大電流，容易產(chǎn)生鐵心剩磁）如果采用圖27的接線方式，將高壓繞組串入測試回路，將會圖27測試三角形接線繞組的直流電阻大大縮短測試低壓繞組直流電阻的時間。采用該接線，不僅具有助磁的功能，還借助測試電流在高壓繞組流動（A相電流等于B和C相電流之和），強迫A相磁通和BC相磁通之和相等，達到三角形接線內(nèi)支路電流迅速穩(wěn)定，從而縮短測試時間。因為當A相磁通和BC相磁通之和被強迫相等時，低壓三角形接線第1支路電流也被強迫為第2支路電流的2倍，即兩個支路的電流分配與其電阻成反比。只要采用恒流源E，使高壓繞組的電流迅速穩(wěn)定，上述強迫的磁通和支路電流的分布就會迅速達到，實現(xiàn)縮短測試時間的目的。必須指出，按圖接線原理進行直流電阻測試時，高低壓繞組的接線必須正確。測試ab端時，高壓繞組是A、C并聯(lián)；測試bc端時，高壓繞組是A、B并聯(lián)。它們的極性都是助磁。由于B相磁路與A、C相的明顯不對稱，所以測試ab端電阻時，耗費的時間會稍長些。4.3變壓器局部放電試驗4.3.1概述測量局部放電，對變壓器，尤其是超高壓變壓器的絕緣非常重要。因為隨著變壓器電壓等級的提高，工作電壓和工頻試驗電壓之比也增加了，絕緣的工作電場強度必然隨工作電壓的提高而顯著增加。此外，大型變壓器的絕緣結構比較復雜，使用的材料不良，設計不當或工藝上的某些缺陷，都會導致局部放電的發(fā)生。變壓器內(nèi)部產(chǎn)生的局部放電，大體上可分為由于電場集中、油間隙擊穿產(chǎn)生的油中放電和變壓器內(nèi)部存在氣體產(chǎn)生氣泡放電。這些局部放電可能發(fā)生在油間隙，也可能發(fā)生在固體絕緣中。發(fā)生在紙絕緣表面或夾層中的危害，最嚴重。因為紙絕緣的破壞是不可恢復的，因此導致變壓器發(fā)生擊穿故障的局部放電，幾乎都與涉及紙絕緣的破壞。4.3.2試驗方法圖28局部放電基本測量回路Cx－試品；F－濾波器；CO＝耦合電容器；Z－檢測阻抗電氣設備局部放電試驗的基本電路如圖28所示。在試驗回路接好后，施加電壓前，應進行檢查回路靈敏度校正。其校正方法是用階躍波（方波）發(fā)生器與校正電容串聯(lián)后，并聯(lián)在Cx兩端，當向試品兩端注入校正電荷CaUa時，便有校正脈沖通過檢測阻抗，在放電量表上顯示相應的讀數(shù)，由此得出刻度系數(shù)。一般取Ca小于1Cx,以便取得較正確的校正10數(shù)值。Ua為階躍波的電壓幅值。校正完畢后，取下階躍波發(fā)生器和校正電容，然后再進行加電壓試驗。這種試驗方法通常稱為脈沖電流法，即當試品內(nèi)部產(chǎn)生局部放電時，會引起試品兩端電壓的變化，在閉合回路中，有脈沖電流通過。脈沖電流在檢測阻抗上形成的脈沖電壓，以此衡量局部放電放電量的大小。由于局部放電試驗是在高壓下測量微小放電量，易受到外部的各種干擾，如高壓套管端部的電暈放電，周圍高壓部位或地回路的懸浮放電，無線電干擾，以及電源回路的干擾等，對此應十分重視。三相變壓器，可按圖29用單相連接的方式逐相施加電壓。為了用感應的方法取得試驗電壓，一般采用倍頻電源或串聯(lián)諧振變頻電源，試驗電源頻率在100～250Hz之間。圖29三相變壓器局部放電試驗加電方式220kV及以上變壓器施加試驗電壓按圖30所示的時間順序進行。在不大于1V2的電壓下接通電源并增加電壓至U2