变压器升高座局部过热的机理及分析

　　摘要：本文中作者对一台 63MVA/10.5KV 的产品出现的局部过热问题从原理上阐明其过热机理，结合仿真验证过热现象，最后给出改进措施，成功通过温升试验证明改进方案的可靠性。

　　邓如应; 李林达; 王仁， 变压器 发表时间：2021-09-25

　　关键词：变压器;局部过热;磁热耦合;涡流;大电流引线

　　1 引言

　　在电力变压器的设计生产中， 温升问题是必须考虑的，一台合格的产品必须满足温升限值的要求。对于大电流产品，其漏磁场的分布更为复杂，如果漏磁产生的杂损集中在金属结构件散热条件不足的区域，会造成这些金属结构件出现局部过热问题，影响产品的安全运行。

　　研究变压器的热点温升产生的机理及有效的应对措施对于变压器的安全运行很有必要。 本文中笔者基于一台 63MVA/10.5KV 的变压器产品， 阐明了其升高座产生过热现象的机理， 通过磁热耦合分析复现了温升试验结果，给出了可行的改进方案，并通过温升试验验证了方案的有效性， 为大电流变压器产品升高座的设计提供了理论和工程指引。

　　2 故障概述

　　本文分析的产品主要参数如表 1 所示。 在温升试验阶段， 高压侧施加电流 3646A， 低压侧三相短接，试验 6 小时后，高压升高座 A 相和 B 相下方的法兰区域出现局部过热现象，如图 1 所示，温升热点结果见表 2。

　　3 过热机理分析

　　该产品高压侧引线一次电流大， 产生较强的漏磁场，由于升高座区域采用的是导磁钢材料，因此引起较大杂散损耗，包括涡流损耗和磁滞损耗，法兰区结构复杂，小特征多，所以容易产生过热。 由于已知热点位置在高压升高座，故建立局部模型进行分析，如图 2 所示。

　　引线周围的漏磁场是三维开域、 非线性涡流场的求解问题，选定局部模型体积的 4 倍~5 倍作为求解边界，材料属性如表 3 所示。

　　3.1 控制方程

　　本文基于 T-Ω 位组的有限元方法进行磁场计算，T 是电流矢量位，Ω 是磁标量位。 采用库伦规范，引入罚函数，涡流区的控制方为： 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 为感应涡流密度;H 为磁场强度;σ 为电导率;μ 为磁导率。 3.2 杂散损耗的计算导磁钢结构涡流损耗 Pe 为： Pe= V 乙 J 2 σ dv (5)式中，V 为单元体积。导磁钢板的磁滞损耗 Wh 通常认为是磁通密度峰值 Bm 的函数： Wh= Ne e = 1 ΣWh (e)(Bm (e))ρV(e) (6)式中，Wh (e)为单元磁滞损耗，Bm (e)为单元磁密峰值，ρ 为屏蔽结构密度，V(e)为单元体积，Ne 是单元总数。

　　该产品在 0 时刻的磁场密度矢量分布如图 3 所示， 0 时刻 B 相相电流相角为 0， 电流大小达到幅值，A 相相角为 120°，C 相相电流相角为-120°，引线采用三角形接法，根据相、线电流矢量合成关系，此时 A、B 相间的磁密达到幅值， 所以升高座 A、B 及相间导磁钢区域漏磁分布集中，强度大。

　　该产品的涡流密度分布如图 4 所示， 引线周围的升高座导磁钢结构涡流密度较大， 而低磁结构涡流密度很小。

　　以上漏磁场及其产生的涡流分布的规律， 可以印证关于该产品升高座局部过热的机理阐述， 即大电流引线的漏磁场在升高座相间集中导致局部结构的涡流较大，引起过热。

　　3.3 热场计算

　　热分析过程中，根据传热学理论：塄·λ塄T=-Q+ρc 鄣T 鄣t (7)式中，T 为温度;λ 为热导率;Q 为单位时间内热源在单位体积中产生的热量;ρ 为材料密度;c 为比热容。上式在全局直角坐标系中表示为：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)变压器温升试验结果是稳态的传热性能，忽略温度对结构件材料属性的影响，上式简化为：鄣2 T 鄣2 x + 鄣2 T 鄣2 y + 鄣2 T 鄣2 z +Q λ =0 (9)求解边界： -λ( 鄣T 鄣n )w=h(tw-te) (10)式中，h 为边界处结构件表面传热系数;tw 为结构件表面温度;te 为冷却介质温度;n 为边界的外法向矢量。

　　变压器的温升可进一步表示为： -(λ塄T)·n=q+qc+qr (11)式中，q 为通过边界的热量;qc 为对流换热的热量;qr 为辐射的热通量，分别按式(12)、式(13)计算。 qc=hc*(T-Te) (12) qr=hr*(T4 -T4 e) (13)式中，hc 是结构件表面对流换热系数;hr 是油箱辐射换热系数，与变压器整体换热相比，油箱的辐射热量可忽略不记，hr 为 0;Te 是环境温度。

　　对流换热系数与结构几何形状和材料有关：hr= Nu·λ l (14)式中，Nu 为努塞尔数，按式(15)计算，l 为对流特征长度。 Nu=C(G·r Pr)n (15)式中，Gr 为格拉晓夫数，按式(16)计算;Pr 为普朗特数;常数 C 和指数 n 的取值如表 4 所示，取值为经验修正系数。

　　式中，α 为冷却介质体积热膨胀系数;g 为重力加速度;v 为流体运动粘度。本文利用以上公式计算得到模型中结构件各表面的对流换热系数如表 5 所示。

　　试验环境温度为 27.8℃， 变压器油面温度为 73.4℃，仿真得到温度场分布如图 5 所示。

　　热点位于升高座底部法兰近相间局部区域，与试验结果相符。热点温度为 117.8℃，根据经验，局部模型的热点温升比全模型的热点温升小 2K， 所以，实际温度为 119.8℃，温升为 92K，与试验值 91.7K 符合，仿真结果复现了试验过热现象，证明仿真方法的有效性。

　　4 改进措施及结果

　　变压器防止过热的措施通常有：(1) 加屏蔽结构，包括电屏和磁屏;(2)改进过热结构，增加散热性;(3)改用低磁材料。 本文采用第三种方法，将高压升高座底部及其法兰改为低磁材料，去掉高压升高座底部支撑肋板，相间分割漏磁槽，用低磁材料填充，如图 6 所示，图中青色部分代表低磁钢材料。既能削弱升高座的涡流现象， 又能增大相间磁阻，从根本上解决引线电流的漏磁引起的涡流过热问题。

　　应用改进措施前后的温升试验和改善的仿真对比结果如图 7 所示，数据对比见表 7。 改进前温升试验热点位置分别在 A 相和 B 相，热点温升分别为 91.5K 和 91.7K，将三相升高座材料更改为无磁钢材料后，热点只存在于 A 相，且降低为 74.7K，热点温升仿真值为 72.85K，加上 2K 的局部模型误差，实际为 74.85K。 改进后的温升试验热点位置与仿真有差别，因为采用手持式温升扫描仪获取 A 相升高座热点分布时，部分区域被 B 相升高座遮挡，但是并不影响结果的有效性。 改进后的热点位于 A 相升高座安装法兰上，这是因为与升高座筒壁相比，法兰突出且厚度更大。 从仿真和试验结果来看，改进方案完全满足铁件热点温升限值要求。

　　5 结论

　　本文基于实际变压器产品的升高座过热现象，阐述了过热机理，分析了变压器磁场及温升计算的原理，通过仿真复现了试验结果，给出了应对变压器升高座局部过热的方法，并利用试验和仿真验证了方法的有效性。 本文的分析方法及结论对于大电流引线引起的变压器升高座过热问题具有理论和工程指导意义。