電力變壓器振動(dòng)產(chǎn)生機(jī)理及影響因素研究

朱葉葉,汲勝昌,張凡,劉勇,董鴻魁,崔志剛,吳佳瑋

(1.西安交通大學(xué)電力設(shè)備電氣絕緣國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安;2.云南電網(wǎng)公司技術(shù)分公司,650000,昆明)

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電力變壓器振動(dòng)產(chǎn)生機(jī)理及影響因素研究

朱葉葉1,汲勝昌1,張凡1,劉勇1,董鴻魁2,崔志剛2,吳佳瑋1

(1.西安交通大學(xué)電力設(shè)備電氣絕緣國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安;2.云南電網(wǎng)公司技術(shù)分公司,650000,昆明)

為了研究變壓器振動(dòng)的產(chǎn)生機(jī)理,針對(duì)餅式繞組結(jié)構(gòu)的油浸式電力變壓器,利用鐵心和繞組的數(shù)學(xué)模型,分析了振動(dòng)產(chǎn)生機(jī)理、合成過程以及不同運(yùn)行工況對(duì)振動(dòng)特性的影響。搭建了基于壓電式振動(dòng)加速度傳感器的振動(dòng)測(cè)試平臺(tái),針對(duì)變壓器進(jìn)行了空載、負(fù)載、功率因數(shù)、三項(xiàng)不對(duì)稱度以及油溫等變壓器運(yùn)行工況因素對(duì)于變壓器振動(dòng)特性影響規(guī)律的試驗(yàn)。結(jié)果表明:變壓器最大分接時(shí)的基頻振動(dòng)分量大于額定分接時(shí)的基頻振動(dòng)分量;鐵心以及繞組產(chǎn)生的振動(dòng)信號(hào)在傳遞過程中并非線性疊加,箱體振動(dòng)中基頻分量隨功率因數(shù)增加而增大;三相不對(duì)稱運(yùn)行狀態(tài)下的變壓器振動(dòng)信號(hào)中存在50、150以及250 Hz分量;變壓器箱體振動(dòng)隨油溫上升呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì),且溫度系數(shù)在0.005～0.035的范圍內(nèi)與變壓器容量無關(guān)。研究結(jié)果為基于振動(dòng)信號(hào)分析的變壓器監(jiān)測(cè)技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展提供了參考。

油浸式變壓器;餅式繞組;振動(dòng);功率因數(shù);不平衡度;溫升

作為電力系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備之一,電力變壓器的正常運(yùn)行對(duì)電網(wǎng)的安全可靠性起到?jīng)Q定性作用。變壓器的歷年統(tǒng)計(jì)資料表明,繞組線圈是故障重點(diǎn)部位之一[1-2],以2004年為例,全國(guó)110 kV及以上電壓等級(jí)的變壓器事故中由繞組故障引起的占69.8%,而引發(fā)事故的缺陷部分主要表現(xiàn)在鐵心、線圈及引線、套管和分接開關(guān)。因此,對(duì)變壓器繞組和鐵心的狀態(tài)進(jìn)行監(jiān)測(cè)具有重大意義。

90年代中后期,研究人員提出了基于變壓器振動(dòng)信號(hào)的變壓器鐵心及繞組狀態(tài)監(jiān)測(cè)技術(shù)[3-4],隨后國(guó)內(nèi)外展開了大量的研究,主要集中在振動(dòng)信號(hào)采集系統(tǒng)的開發(fā)、振動(dòng)產(chǎn)生機(jī)理的仿真研究以及振動(dòng)信號(hào)的處理技術(shù)[5-17]。要實(shí)現(xiàn)基于振動(dòng)信號(hào)的變壓器狀態(tài)監(jiān)測(cè),提取特征信號(hào)以及正確設(shè)置報(bào)警閾值是關(guān)鍵。變壓器工作在一個(gè)多場(chǎng)耦合的環(huán)境中,其自身振動(dòng)更是一個(gè)復(fù)雜的綜合表現(xiàn),振動(dòng)信號(hào)中的故障信息容易受到變壓器運(yùn)行條件的影響,因此國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)變壓器振動(dòng)特性的影響因素進(jìn)行深入研究。文獻(xiàn)[12-13]對(duì)變壓器箱體振動(dòng)基頻分量與電壓、電流及油溫的關(guān)系進(jìn)行了研究,并以此為基礎(chǔ)初步提出了箱體振動(dòng)數(shù)學(xué)模型;文獻(xiàn)[14]提出了基于負(fù)載電流法的變壓器振動(dòng)監(jiān)測(cè)方案。然而,影響變壓器振動(dòng)信號(hào)的不僅僅在于電流、電壓及溫度這3個(gè)因素,還包括測(cè)量位置、功率因數(shù)、三相不平衡度等。全面掌握非故障因素對(duì)變壓器振動(dòng)信號(hào)的影響規(guī)律,顯然能夠提高振動(dòng)信號(hào)分析法故障診斷的正確率。

本文針對(duì)餅式繞組結(jié)構(gòu)的油浸式電力變壓器,深入研究了變壓器運(yùn)行電壓、負(fù)載電流、功率因數(shù)、三相不平衡度、溫升等運(yùn)行工況的變化對(duì)其振動(dòng)特性的影響和規(guī)律,探討傳感器安裝位置、小幅錯(cuò)位時(shí)振動(dòng)信號(hào)的變化以及風(fēng)扇系統(tǒng)對(duì)油箱表面振動(dòng)信號(hào)的污染情況。本文結(jié)論對(duì)基于振動(dòng)信號(hào)分析的變壓器狀態(tài)監(jiān)測(cè)技術(shù)的發(fā)展具有重要的參考意義。

1 變壓器振動(dòng)影響因素的理論分析

1.1 鐵心及繞組振動(dòng)機(jī)理

變壓器振動(dòng)是由于變壓器本體(鐵心、繞組等的統(tǒng)稱)的振動(dòng)及冷卻裝置的振動(dòng)產(chǎn)生的[18]。鐵心的振動(dòng)主要由硅鋼片的磁致伸縮現(xiàn)象以及渦流作用下硅鋼片之間的相互吸引力引起。由于階梯接縫以及無緯粘帶在鐵心綁扎方面的應(yīng)用,目前變壓器鐵心的振動(dòng)主要取決于硅鋼片的磁致伸縮現(xiàn)象。假設(shè)電源電壓U1=Ussinωt,根據(jù)電磁感應(yīng)原理,鐵心中產(chǎn)生的磁感應(yīng)強(qiáng)度可表示為

(1)

式中:φ為鐵心磁通量;B0=Us/(ωNS);S為鐵心橫截面積。

由于磁通密度和磁場(chǎng)強(qiáng)度呈線性關(guān)系,鐵心中的磁場(chǎng)強(qiáng)度為

H=B/μ=BHc/Bs=B0Hccosωt/Bs

(2)

式中:Bs為鐵心飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度;Hc為矯頑力。

在外磁場(chǎng)作用下,硅鋼片由磁致伸縮產(chǎn)生的微小形變滿足如下關(guān)系式[19]

(3)

式中:ε為硅鋼片的軸向磁致伸縮率;ΔL為硅鋼片軸向最大伸縮量;L為硅鋼片原始軸向尺寸;εs為硅鋼片的飽和磁致伸縮率。

綜合上述關(guān)系可得,由磁致伸縮引起的鐵心硅鋼片軸向最大伸縮量為

(4)

因此可得當(dāng)變壓器空載時(shí),由硅鋼片磁致伸縮引起的鐵心振動(dòng)加速度為

(5)

由式(5)可知,振動(dòng)加速度在鐵心材料、工作溫度等條件不變的情況下與電壓平方呈正比

(6)

由于變壓器鐵心材料存在非線性等原因,實(shí)際中鐵心磁通密度的波形并非標(biāo)準(zhǔn)正弦波,因此鐵心振動(dòng)信號(hào)中除了基頻分量外,含有大量高次諧波成分。對(duì)于在頻率為50 Hz的電力系統(tǒng)中工作的變壓器鐵心而言,除了基頻100 Hz分量以外,200、300和400 Hz分量也較明顯。由鐵心硅鋼片磁致伸縮的非線性造成的典型油浸式電力變壓器空載振動(dòng)頻譜如圖1所示。

圖1 變壓器鐵心典型振動(dòng)頻譜

當(dāng)變壓器繞組線圈中流過負(fù)載電流時(shí),由于漏磁場(chǎng)的存在,繞組間、線餅間、線匝間產(chǎn)生動(dòng)態(tài)電磁力,引起繞組的振動(dòng)。假設(shè)穩(wěn)定運(yùn)行的電力變壓器中流過繞組的電流I=Imsin(ωt+φ0),其中Im為負(fù)載電流幅值,φ0為負(fù)載電流初始相位,則作用在繞組線圈上的電動(dòng)力為

(7)

式中:p為電動(dòng)力系數(shù)。

變壓器繞組線圈主要有餅式和層式兩種結(jié)構(gòu),110 kV及以上電壓等級(jí)的變壓器主要采用餅式線圈結(jié)構(gòu)[20]。在研究具有餅式結(jié)構(gòu)的繞組的動(dòng)態(tài)過程時(shí),可將其視為由有彈性聯(lián)系的實(shí)體所組成的機(jī)械系統(tǒng)。根據(jù)變壓器繞組的機(jī)械結(jié)構(gòu),假設(shè)鐵心的剛度為無窮大、繞組上下壓板為剛性、線餅為集中的質(zhì)量模塊、絕緣墊塊及端圈為彈性元件,將變壓器繞組等效為彈簧質(zhì)量系統(tǒng)[8-9],并根據(jù)動(dòng)力學(xué)定理得出繞組位移的微分方程

(8)

式中:M為繞組線餅質(zhì)量矩陣;C為阻尼系數(shù)矩陣;K為彈性系數(shù)矩陣。求解該方程組,可得繞組加速度

(9)

式中:ωa=(K/M)1/2;A和α由初始條件求出;D和β在固定條件下是與繞組參數(shù)有關(guān)的常數(shù)。

由理論分析可以得到,變壓器繞組的振動(dòng)由一個(gè)穩(wěn)態(tài)分量以及逐漸衰減的分量組成,故在理想狀態(tài)下穩(wěn)定運(yùn)行的變壓器繞組的振動(dòng)加速度信號(hào)也是電源頻率的2倍(≈100 Hz)

(10)

圖2 理想情況中變壓器繞組振動(dòng)頻譜

由式(10)可知,理想狀況下電力變壓器繞組振動(dòng)加速度信號(hào)中僅有100 Hz分量(見圖2)。實(shí)際情況中,由于變壓器繞組絕緣墊塊材料的非線性特性,繞組的振動(dòng)信號(hào)中也可能存在100 Hz的倍頻諧波。同時(shí),在長(zhǎng)時(shí)間帶負(fù)荷運(yùn)行中,由于緊固件松動(dòng)、短路沖擊等原因繞組會(huì)發(fā)生形變,振動(dòng)頻譜中的高次諧波隨之逐步增大。

1.2 鐵心及繞組振動(dòng)合成

傳統(tǒng)的變壓器振動(dòng)分析認(rèn)為,鐵心和繞組在相同運(yùn)行條件下產(chǎn)生的振動(dòng)互不相干,可線性疊加。振動(dòng)理論指出,互不相干的各信號(hào)之間可線性疊加的前提是忽略相位差的影響[21],在變壓器的實(shí)際運(yùn)行中,功率因數(shù)一般不等于1,電流和電壓之間存在相位差,變壓器鐵心及繞組所產(chǎn)生的振動(dòng)加速度的相位差為

(11)

由鐵心和繞組作為振源產(chǎn)生的振動(dòng)在輻射過程中合成的振動(dòng)加速度幅值為

(12)

由鐵心振動(dòng)及繞組振動(dòng)合成的振動(dòng)加速度滿足

|ac|-|aw|≤a≤|ac|+|aw|

(13)

所以在不同的變壓器結(jié)構(gòu)參數(shù)以及運(yùn)行功率因數(shù)下,鐵心和繞組的振動(dòng)矢量合成方式是變化的,在特定的條件下,由鐵心和繞組振動(dòng)的矢量和可能小于其中一個(gè)振動(dòng)矢量的幅值。

此外,在交流電力系統(tǒng)中,三相不對(duì)稱運(yùn)行的情況時(shí)有發(fā)生。當(dāng)系統(tǒng)不對(duì)稱運(yùn)行時(shí),零序電流產(chǎn)生三次諧波[22],同時(shí)不對(duì)稱相出現(xiàn)過電壓,對(duì)變壓器鐵心及繞組的振動(dòng)產(chǎn)生影響,鐵心振動(dòng)增大,三次諧波的入侵使得變壓器繞組的振動(dòng)頻譜中也出現(xiàn)150 Hz的頻譜。

1.3 油溫對(duì)變壓器振動(dòng)的影響

在油浸式電力變壓器振動(dòng)的各影響因素中,油溫變化是關(guān)鍵的一環(huán)。變壓器油溫對(duì)于振動(dòng)的影響體現(xiàn)在兩個(gè)方面:一是直接影響,溫度的變化對(duì)于鐵心硅鋼片磁致伸縮率以及繞組絕緣墊塊的彈性模量都存在影響;二是間接影響,溫度變化對(duì)振動(dòng)傳遞特性產(chǎn)生影響。

圖3 溫度對(duì)鐵心磁致伸縮率的影響

圖4 不同溫度下絕緣墊塊的力學(xué)特性

根據(jù)相關(guān)機(jī)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果可知,磁致伸縮率ε隨著硅鋼片溫度的升高而增大,鐵心溫度與磁致伸縮率的普遍關(guān)系如圖3所示[20],因此油溫升高時(shí)鐵心振動(dòng)加劇。以往的變壓器振動(dòng)理論分析認(rèn)為,絕緣墊塊是剛度漸硬的材料,在0～1 GPa的應(yīng)力范圍內(nèi)彈性模量保持不變[9],然而實(shí)際變壓器絕緣紙板的力學(xué)特性容易受到溫度、濕度變化的影響,因此對(duì)不同油溫浸泡下的變壓器絕緣紙板力學(xué)特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究,應(yīng)力、應(yīng)變曲線如圖4所示。由圖可見,油溫升高時(shí),絕緣紙板的彈性模量下降,此規(guī)律對(duì)不同的繞組絕緣紙板來說具有普遍性。當(dāng)絕緣紙板彈性模量下降后,繞組結(jié)構(gòu)剛度產(chǎn)生變化,振動(dòng)特性隨之改變。

油溫對(duì)變壓器振動(dòng)的間接影響表現(xiàn)在對(duì)于變壓器油阻尼系數(shù)的影響以及熱脹冷縮效應(yīng)上。作為變壓器繞組振動(dòng)的傳遞路徑之一,變壓器油對(duì)振動(dòng)信號(hào)存在阻尼作用[23],變壓器油箱表面測(cè)得的振動(dòng)信號(hào)是經(jīng)過衰減的。變壓器油的黏度由油分子間相互作用力產(chǎn)生,當(dāng)油溫升高時(shí),分子間隙變大,結(jié)構(gòu)松散,導(dǎo)致黏性減小,流動(dòng)性增加,因此變壓器油的黏度降低,滲透性變好,對(duì)繞組產(chǎn)生振動(dòng)的阻尼作用有所降低,導(dǎo)致油箱表面測(cè)得的振動(dòng)信號(hào)有一定程度的增加。變壓器油的膨脹系數(shù)一般取0.000 7 ℃-1,當(dāng)油溫升高時(shí)熱脹冷縮效應(yīng)加劇油箱表面的振動(dòng)信號(hào)。

2 變壓器振動(dòng)影響因素的試驗(yàn)研究

2.1 測(cè)試方案及其對(duì)變壓器振動(dòng)的影響

對(duì)于變壓器繞組和鐵心振動(dòng)信號(hào)的采集,目前國(guó)內(nèi)外基本運(yùn)用的是壓電式加速度傳感器[5]和激光多普勒測(cè)振儀[6],后者的測(cè)量精度高,但代價(jià)也更昂貴,本文采用基于壓電式加速度傳感器的變壓器振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)。由于變壓器箱體振動(dòng)是一個(gè)復(fù)雜的綜合反映,且變壓器油箱的附件也存在諧振,因此不同的變壓器測(cè)試方案(尤其是傳感器安裝位置)對(duì)測(cè)試結(jié)果存在巨大影響。

圖5 傳感器安裝位置示意圖

(a)振幅柱狀圖

(b)振動(dòng)頻譜瀑布圖圖6 不同位置振動(dòng)信號(hào)對(duì)比圖

2.1.1 傳感器安裝位置 在變壓器振動(dòng)測(cè)試中,為測(cè)量傳感器選擇合適的位置是非常重要的。為了避免測(cè)得的振動(dòng)信號(hào)被傳播路徑的頻響特性所污染,振動(dòng)加速度傳感器的安裝必須盡可能獲得最直接的傳播路徑。對(duì)某試驗(yàn)變壓器多測(cè)點(diǎn)進(jìn)行了振動(dòng)測(cè)試,測(cè)點(diǎn)分布如圖5所示,以最直接傳播路徑為原則對(duì)A相繞組油箱頂部、前側(cè)以及右側(cè)分別選取了7個(gè)測(cè)試點(diǎn)。變壓器穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)各測(cè)試點(diǎn)處振動(dòng)信號(hào)對(duì)比如圖6所示。由圖6可以看出:100 Hz基頻處振動(dòng)加速度分量F點(diǎn)遠(yuǎn)高于其余測(cè)點(diǎn),但油箱頂部以及右側(cè)測(cè)試位置的振動(dòng)頻譜中均出現(xiàn)奇次諧波,250及350 Hz分量較明顯不能忽略;油箱前側(cè)振動(dòng)信號(hào)中無奇次諧波;C、D、F點(diǎn)處200 Hz諧振頻率較大。綜上所述,傳感器安裝位置對(duì)于振動(dòng)信號(hào)的影響相當(dāng)大,考慮到不同的變壓器內(nèi)部結(jié)構(gòu)、外殼構(gòu)造都有非常大的區(qū)別,在實(shí)際測(cè)試時(shí)應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行傳感器布置。

2.1.2 傳感器小幅錯(cuò)位 現(xiàn)場(chǎng)對(duì)變壓器進(jìn)行測(cè)試時(shí),由于多種客觀因素的影響,傳感器的粘貼位置往往難以同前次測(cè)試保持完全一致,為了研究傳感器粘貼位置對(duì)振動(dòng)數(shù)據(jù)的影響,保證歷史數(shù)據(jù)對(duì)比的可靠性,對(duì)模型變壓器進(jìn)行了傳感器小幅錯(cuò)位時(shí)的振動(dòng)特性測(cè)試。當(dāng)傳感器位置產(chǎn)生微小錯(cuò)位時(shí),振動(dòng)頻譜的變化如圖7所示。距離基準(zhǔn)點(diǎn)3 cm處測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)頻譜與基準(zhǔn)點(diǎn)相近,6 cm處測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)頻譜已出現(xiàn)明顯差異,其中200 Hz頻率處振幅變化最明顯。相對(duì)于基準(zhǔn)點(diǎn)位置對(duì)稱的兩測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)頻譜相似度不高,證明傳感器粘貼位置對(duì)振動(dòng)信號(hào)的影響相當(dāng)大。

圖7 傳感器微小錯(cuò)位對(duì)振動(dòng)頻譜的影響

振動(dòng)的強(qiáng)度可用振動(dòng)加速度級(jí)表征,振動(dòng)加速度級(jí)可用與噪聲級(jí)類似的形式表示[21]

(14)

式中:a0為振動(dòng)加速度參考值,針對(duì)變壓器振動(dòng)特性選擇為10-3m/s2。

由式(14)得到圖7中各點(diǎn)的振動(dòng)加速度級(jí),如表1所示,表中La1表示100 Hz振動(dòng)加速度頻率分量噪聲級(jí),La2表示200 Hz振動(dòng)加速度頻率分量噪聲級(jí),La3表示200 Hz振動(dòng)加速度頻率分量噪聲級(jí)。

由表1數(shù)據(jù)可見,當(dāng)傳感器粘貼位置位移不超過±3 cm時(shí),基頻振動(dòng)級(jí)數(shù)值變化在±1 dB內(nèi),視為可忽略的影響。因此,需要對(duì)同一臺(tái)變壓器進(jìn)行多次振動(dòng)測(cè)試時(shí),建議給傳感器粘貼位置進(jìn)行標(biāo)記。一般多次測(cè)試時(shí)不允許離開標(biāo)記位置,如存在特殊情況,傳感器安裝位置離標(biāo)記點(diǎn)也不應(yīng)位移超過±3 cm,否則歷史數(shù)據(jù)對(duì)比的可靠性存疑。

表1 傳感器微小錯(cuò)位時(shí)的振動(dòng)級(jí)

2.1.3 風(fēng)扇制冷系統(tǒng)的影響 風(fēng)扇及變壓器冷卻系統(tǒng)也是導(dǎo)致變壓器振動(dòng)的原因之一,而相關(guān)文獻(xiàn)中提到,由風(fēng)扇、油泵振動(dòng)引起的冷卻系統(tǒng)振動(dòng)的頻譜集中在100 Hz以下[5],可與以100 Hz為基頻的變壓器本體振動(dòng)明顯區(qū)分。在對(duì)某330 kV變壓器進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試時(shí),4號(hào)風(fēng)扇組(靠近高壓套管一側(cè)C相)啟動(dòng)后,A、B、C三相測(cè)點(diǎn)振動(dòng)頻譜如圖8所示。從圖8可得,遠(yuǎn)離運(yùn)行中的風(fēng)扇組的A、B兩相振動(dòng)頻譜均未產(chǎn)生畸變,C相測(cè)點(diǎn)頻譜受影響明顯,100 Hz以及400 Hz頻率附近出現(xiàn)畸變。因此,風(fēng)扇系統(tǒng)對(duì)于變壓器油箱表面振動(dòng)的影響是不能忽略的因素。

(a)A相

(b)B相

(c)C相圖8 風(fēng)扇組開啟后各相振動(dòng)頻譜

根據(jù)風(fēng)扇組工作原理,運(yùn)行中的風(fēng)扇作為激勵(lì)所產(chǎn)生的振動(dòng)頻率為

fb=rN/60

(15)

式中:r為風(fēng)扇轉(zhuǎn)速;N為風(fēng)扇葉片數(shù)。

除了以上諧波外,風(fēng)扇組內(nèi)離散的葉片通過頻率、變壓器箱體的共振、容積激振以及寬帶湍流等都會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)諧波。直接測(cè)試某220 kV及500 kV變壓器風(fēng)扇組表面振動(dòng)信號(hào),并與該風(fēng)扇組附近油箱表面振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行對(duì)比,如圖9所示。結(jié)果圖9a中200 Hz頻率處風(fēng)扇組振幅接近3 m/s2,附近變壓器振動(dòng)信號(hào)中卻未出現(xiàn)大峰值的200 Hz分量,認(rèn)為風(fēng)扇組本體的固有振動(dòng)頻率處的幅值遠(yuǎn)大于變壓器本身的振動(dòng),但風(fēng)扇組的振動(dòng)對(duì)附近變壓器振動(dòng)信號(hào)幅值的影響不顯著。風(fēng)扇組對(duì)附近變壓器振動(dòng)信號(hào)頻率的影響從圖9b可以得出,變壓器振動(dòng)頻譜中出現(xiàn)和風(fēng)扇本體振動(dòng)一致的奇次諧波。因此,投運(yùn)中的電力變壓器振動(dòng)頻譜中奇次諧波的產(chǎn)生除了直流偏磁效應(yīng)、測(cè)量系統(tǒng)干擾等原因外,也可能是由風(fēng)扇組的運(yùn)行導(dǎo)致的。因此,在選擇振動(dòng)加速度傳感器安裝位置時(shí),應(yīng)避開風(fēng)扇組附近的位置,可保證變壓器振動(dòng)信號(hào)不受其污染。

(a)220 kV三相變壓器

(b)500 kV單相變壓器圖9 風(fēng)扇組對(duì)變壓器振動(dòng)信號(hào)的影響

2.2 變壓器運(yùn)行條件對(duì)其振動(dòng)的影響

被試模型變壓器為三相油浸自冷式冷卻的雙繞組變壓器,額定容量為50 kV·A,額定電壓為10 kV/400 V,額定電流為2.3 A/72.2 A。

2.2.1 空載特性及負(fù)載特性 根據(jù)前述的變壓器振動(dòng)產(chǎn)生機(jī)理,鐵心振動(dòng)與運(yùn)行電壓的平方成正比。對(duì)試驗(yàn)變壓器進(jìn)行空載試驗(yàn),試驗(yàn)中變壓器振動(dòng)僅由鐵心產(chǎn)生,箱體振動(dòng)特性變化如圖10所示,其中UN為額電電壓。由圖10可得結(jié)論,隨著空載電壓的上升,各頻率處振幅均呈現(xiàn)上升趨勢(shì),基頻分量的幅值與運(yùn)行電壓平方成正比,200、300和400 Hz諧振頻率處振幅變化趨勢(shì)不規(guī)律,這是由引起這些高次諧波的鐵心的磁致伸縮效應(yīng)現(xiàn)象中所存在的非線性引起的。

(a)振動(dòng)頻譜瀑布圖

(b)振幅變化趨勢(shì)圖10 空載時(shí)運(yùn)行電壓對(duì)振動(dòng)特性的影響

不同運(yùn)行工況下振動(dòng)基頻分量對(duì)比情況如圖11所示,模型變壓器所用負(fù)載為純阻性負(fù)載,而站內(nèi)運(yùn)行的電力變壓器功率因數(shù)接近1。由圖11a結(jié)果可知,對(duì)于模型變壓器,負(fù)載時(shí)的箱體振動(dòng)基頻幅值小于空載時(shí),負(fù)載越大,基頻振動(dòng)分量越小,但基頻分量仍然與負(fù)載電壓(電流)平方呈現(xiàn)近似正比關(guān)系。根據(jù)變壓器振動(dòng)理論,變壓器鐵心振動(dòng)主要由鐵心主磁通來決定,因此當(dāng)繞組線圈中流過交變電流時(shí),變壓器內(nèi)部產(chǎn)生漏磁場(chǎng),渦流效應(yīng)、集膚效應(yīng)等現(xiàn)象可能對(duì)鐵心的磁場(chǎng)分布產(chǎn)生抑制,因此表現(xiàn)為箱體振動(dòng)在繞組通有負(fù)載電流時(shí)低于變壓器空載時(shí)。

(a)額定容量為50 kV·A試驗(yàn)變壓器

(b)額定容量為40 MV·A電力變壓器圖11 空載及負(fù)載下基頻振動(dòng)特性對(duì)比

對(duì)于站內(nèi)運(yùn)行的電力變壓器(測(cè)試結(jié)果如圖11b所示),高低壓套管側(cè)各布置6路傳感器,其中A1對(duì)應(yīng)A相高壓套管側(cè)上端測(cè)試點(diǎn),A2為下端,A3則對(duì)應(yīng)低壓側(cè)上端測(cè)點(diǎn),A4為下端,B、C相以此類推,不同位置處變壓器空載時(shí)基頻分量高于負(fù)載時(shí),但增長(zhǎng)的量較小,從另一側(cè)面反映變壓器正常運(yùn)行中繞組振動(dòng)幅值遠(yuǎn)小于鐵心振動(dòng)。

圖12 負(fù)載電流對(duì)振動(dòng)特性的影響

在帶純阻性負(fù)載運(yùn)行的條件下,保持運(yùn)行電壓不變,通過改變負(fù)載來改變負(fù)載電流,基頻處振幅變化趨勢(shì)如圖12所示。對(duì)于模型變壓器,繞組在垂直于變壓器油箱側(cè)面的方向上基頻振動(dòng)隨負(fù)載電流的升高而下降,并呈線性關(guān)系。同一繞組不同部位的基頻振幅不同,但隨負(fù)載電流水平變化的趨勢(shì)一致。隨著負(fù)載電流水平的升高,漏磁場(chǎng)對(duì)鐵心磁通的抑制作用就越明顯,由鐵心所產(chǎn)生的振動(dòng)就越小。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),繞組振動(dòng)與鐵心振動(dòng)相比偏小,作為鐵心與繞組振動(dòng)的綜合反映的箱體振動(dòng)則會(huì)表現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。

2.2.2 分接開關(guān)位置的影響 在實(shí)際電力變壓器上,高壓繞組一般設(shè)置有多個(gè)抽頭,抽頭與分接開關(guān)相連,通過分接開關(guān)與不同的變壓器繞組抽頭連接來改變變壓器高低壓繞組的匝數(shù)比,從而達(dá)到調(diào)節(jié)變壓器輸出電壓的目的。對(duì)某具有5檔分接的變壓器進(jìn)行振動(dòng)特性測(cè)試,保持負(fù)載不變改變運(yùn)行電壓(負(fù)載電流隨之變化),不同分接開關(guān)位置下同一測(cè)點(diǎn)基頻振動(dòng)分量特性如圖13所示。分接開關(guān)位置對(duì)變壓器振動(dòng)的影響實(shí)質(zhì)上是運(yùn)行電壓對(duì)鐵心振動(dòng)的影響,最大分接位置時(shí)變壓器油箱表面振幅大于相同負(fù)載電流下額定分接位置的振幅,與理論分析一致,基頻振動(dòng)與電壓平方呈線性關(guān)系,不同分接位置下斜率相近。

圖13 分接開關(guān)位置對(duì)振動(dòng)特性影響

2.2.3 功率因數(shù)的影響 在電力變壓器的運(yùn)行過程中,當(dāng)變壓器繞組中通過電流時(shí),在電流與漏磁場(chǎng)的作用下,繞組內(nèi)產(chǎn)生電磁機(jī)械力,其大小決定于漏磁場(chǎng)的磁通密度與導(dǎo)線電流的乘積,而力的方向由左手定則決定。為研究變壓器箱體表面振動(dòng)情況與流過繞組的負(fù)載電流相位的關(guān)系,給模型變壓器分別施加相同容量的純阻性、容性及感性負(fù)載,3種試驗(yàn)條件下變壓器振動(dòng)級(jí)隨運(yùn)行電壓變化趨勢(shì)如圖14所示。在垂直于變壓器油箱表面的振動(dòng)方向上,3種試驗(yàn)條件下相同測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)特征頻率相同,不同頻率處振幅有所區(qū)別,100 Hz處容性負(fù)載振幅最大,感性負(fù)載其次,200 Hz處感性負(fù)載振幅最大,300 Hz處阻性負(fù)載振幅最大。

圖14 不同負(fù)載下變壓器振動(dòng)頻譜

在變壓器實(shí)際運(yùn)行中,功率因數(shù)并非固定不變的,上述試驗(yàn)證明了負(fù)載電流的相位對(duì)油箱表面的振動(dòng)信號(hào)存在影響。為了探究功率因數(shù)的變化對(duì)變壓器振動(dòng)特性的影響,在保證負(fù)載阻抗值不變的前提下,調(diào)節(jié)負(fù)載電阻及電感的數(shù)值以模擬變壓器負(fù)載功率因數(shù)的變化,振動(dòng)特性隨功率因數(shù)的變化如圖15所示。從圖中可以看出,在100及300 Hz處,振幅隨功率因數(shù)上升而增大,而200 Hz處振幅隨功率因數(shù)變化不大。另外,同測(cè)點(diǎn)的基頻振動(dòng)隨功率因數(shù)增加呈上升趨勢(shì),但該趨勢(shì)是非線性的。圖15所示證明,變壓器的振動(dòng)特性與其運(yùn)行的功率因數(shù)關(guān)系密切,基頻分量幅值隨功率因數(shù)的變化趨勢(shì)符合式(11)的理論分析,在變壓器振動(dòng)監(jiān)測(cè)的實(shí)際應(yīng)用中不能忽略功率因數(shù)的影響。

(a)振動(dòng)頻譜

(b)基頻振幅圖15 功率因數(shù)對(duì)振動(dòng)特性的影響

2.2.4 系統(tǒng)不對(duì)稱運(yùn)行的影響 在電力系統(tǒng)的運(yùn)行中,由于三相元件、線路參數(shù)的不對(duì)稱,電力變壓器可能會(huì)運(yùn)行在三相不對(duì)稱的工況下,本小節(jié)研究了此類工況運(yùn)行對(duì)變壓器振動(dòng)特性的影響。

在B相不對(duì)稱運(yùn)行度為30%的情況下,變壓器振動(dòng)頻譜如圖16所示。與對(duì)稱運(yùn)行的情況相比,各相振動(dòng)頻譜中出現(xiàn)50、150以及250 Hz的頻譜分量。A、C兩相在基頻以及200和300 Hz處頻譜分量下降,400 Hz處分量上升。B相作為不對(duì)稱相,由于存在嚴(yán)重的過電壓現(xiàn)象,200、300 Hz諧振頻率處的振動(dòng)分量增大,而100 Hz基頻振動(dòng)幅值較對(duì)稱運(yùn)行時(shí)減小。調(diào)節(jié)B相負(fù)載改變變壓器三相運(yùn)行不平衡度進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試,可得不對(duì)稱相(B相)各頻率處振動(dòng)分量隨不平衡度變化的趨勢(shì),如圖17所示?；l分量隨不平衡度的增加下降,200及300 Hz鐵心諧振分量隨三相不平衡運(yùn)行度增大而升高。

(a)A相

(b)B相

(c)C相圖16 B相30%不平衡度運(yùn)行對(duì)振動(dòng)特性的影響

圖17 三相不平衡度對(duì)不對(duì)稱相振幅的影響

試驗(yàn)中,A、C相施加37%的負(fù)載電流水平,當(dāng)試驗(yàn)變壓器三相不平衡度達(dá)到40%時(shí),不對(duì)稱相(B相)基頻振動(dòng)加速度級(jí)變化為1 dB,200和300 Hz的振幅變化可達(dá)2～3 dB。國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)明確規(guī)定,在正常情況下電網(wǎng)各相不平衡度不超過2%,短時(shí)不超過4%,接于公共連接點(diǎn)的每個(gè)用戶引起該點(diǎn)不平衡值為1.6%,短時(shí)不超過2.6%[24],因此在變壓器正常運(yùn)行時(shí),三相不平衡度對(duì)其振動(dòng)幅值影響不大。當(dāng)系統(tǒng)因故障出現(xiàn)三相不對(duì)稱運(yùn)行時(shí),變壓器振動(dòng)頻譜的變化出現(xiàn)50、150及250 Hz特征分量,不對(duì)稱相振幅變化趨勢(shì)與正常運(yùn)行相不同,可作為故障特征加以區(qū)分。

2.2.5 油溫的影響 油浸式電力變壓器運(yùn)行過程中,連續(xù)額定容量下的溫升限值如表2所示[25]。由于變壓器內(nèi)部工作環(huán)境復(fù)雜,因此運(yùn)行過程中油溫變化較大,最高可達(dá)140 ℃,隨著近年來超特高壓的發(fā)展,在大容量、高電壓的變壓器上,溫升效應(yīng)更為顯著。油溫的變化對(duì)變壓器振動(dòng)的影響主要表現(xiàn)為對(duì)繞組及鐵心力學(xué)特性的影響以及振動(dòng)傳遞特性的影響。

表2 油浸式變壓器連續(xù)額定容量下溫升限值

對(duì)于一臺(tái)220 kV電壓等級(jí)200 MV·A容量的油浸式三相變壓器進(jìn)行溫升試驗(yàn)下的振動(dòng)特性測(cè)試,試驗(yàn)結(jié)果見圖18。該臺(tái)變壓器的冷卻方式是強(qiáng)迫導(dǎo)向油循環(huán)風(fēng)冷(ODAF),油箱表面基頻分量隨油溫上升呈現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì),且同一繞組中部和底端的增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致(近似直線斜率接近)。當(dāng)油溫為48 ℃時(shí)開啟風(fēng)扇制冷系統(tǒng),繞組底部振動(dòng)信號(hào)出現(xiàn)小幅下降。值得一提的是,靠近C相繞組的風(fēng)扇組開啟后,A相振動(dòng)信號(hào)中出現(xiàn)150 Hz左右的振動(dòng)信號(hào),視為風(fēng)扇組對(duì)振動(dòng)測(cè)試的干擾。為了驗(yàn)證變壓器振動(dòng)特性隨油溫變化規(guī)律的普遍性,另對(duì)一臺(tái)強(qiáng)迫導(dǎo)向油循環(huán)風(fēng)冷卻的330 kV/240 MV·A的三相變壓器以及一臺(tái)油浸自冷式冷卻的10 kV/50 kV·A的三相模型變壓器進(jìn)行了溫升試驗(yàn),對(duì)3臺(tái)變壓器各測(cè)試點(diǎn)振動(dòng)隨溫度變化趨勢(shì)擬合,得到各點(diǎn)斜率如表3所示。由表3可得,對(duì)于不同容量變壓器不同測(cè)點(diǎn)處的振動(dòng)信號(hào),基頻幅值隨溫度變化的直線斜率與變壓器容量關(guān)系不大,取值范圍在0.005～0.035 m/(s2·℃)內(nèi),同一繞組不同位置測(cè)點(diǎn)處的斜率值近似。

(a)A相測(cè)點(diǎn)基頻振幅

(b)A相底部振動(dòng)頻譜圖18 油溫對(duì)振動(dòng)特性的影響

測(cè)點(diǎn)位置擬合斜率50kV·A200MV·A240MV·AA10.0220.0110.031A20.0170.0100.016B10.0120.0270.019B20.0110.0070.011C10.0080.0110.014C20.0090.0060.007

3 結(jié) 論

(1)針對(duì)不同分接條件下變壓器振動(dòng)特性試驗(yàn),得到最大分接時(shí)的基頻振動(dòng)分量大于額定分接時(shí)的基頻振動(dòng)分量。

(2)通過理論分析及試驗(yàn)研究證實(shí)了變壓器繞組及鐵心產(chǎn)生的振動(dòng)無法線性疊加,合成過程與變壓器負(fù)載功率因數(shù)密切相關(guān)。變壓器箱體振動(dòng)信號(hào)中基頻分量隨功率因數(shù)的增大而增加,而由負(fù)載電流產(chǎn)生的漏磁場(chǎng)對(duì)鐵心磁通存在抑制作用。

(3)三相不對(duì)稱運(yùn)行條件下變壓器振動(dòng)信號(hào)頻譜中出現(xiàn)工頻及150和250 Hz分量,為系統(tǒng)不對(duì)稱運(yùn)行時(shí)的零序電流諧波入侵的結(jié)果。不對(duì)稱相上產(chǎn)生的嚴(yán)重過電壓使鐵心的諧振頻率(一般為200、300 Hz處)振幅增加。

(4)通過試驗(yàn)得到了變壓器絕緣墊塊在不同溫度下的力學(xué)特性,并以此為基礎(chǔ)從理論上分析了油溫變化對(duì)變壓器振動(dòng)的影響。在ODAF以及油浸自冷式冷卻方式下,測(cè)試得到不同容量的變壓器箱體表面不同位置的振動(dòng)信號(hào)在20～50 ℃的溫度區(qū)間內(nèi)與油溫的變化呈近似線性關(guān)系,擬合斜率在0.005～0.035 m/(s2·℃)范圍內(nèi)。

(5)確定了變壓器測(cè)試時(shí)傳感器的安裝位置對(duì)振動(dòng)信號(hào)的影響,通過試驗(yàn)證明了傳感器安裝位置偏差在±3 cm以上時(shí)振動(dòng)信號(hào)已有極大變化,并探討了變壓器的風(fēng)扇系統(tǒng)的開啟對(duì)附近箱體振動(dòng)信號(hào)的污染,建議帶電測(cè)試時(shí)盡量避開風(fēng)扇組。

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(編輯 杜秀杰)

Vibration Mechanism and Influence Factors in Power Transformers

ZHU Yeye1, JI Shengchang1, ZHANG Fan1, LIU Yong1, DONG Hongkui2,CUI Zhigang2, WU Jiawei1

(1.State Key Laboratory of Electrical Insulation and Power Equipment, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China;2.Yunnan Power Technology Branch, Yunnan Power Grid Corporation, Kunming 650000, China)

For an oil-immersed transformer core and pancake windings, the transformer vibration parameters are sought out and the vibration superposition is analyzed.The vibration monitoring system with piezoelectric vibration acceleration sensors is constructed and a series of experiments for the influence factors of the transformer vibration, such as current, power factor, unbalance factor and oil temperature, are conducted to investigate the vibration characteristics under different working conditions.It is found that the fundamental component of transformer tank under the greatest tapping is higher than that under principal tapping, transformer tank does not vibrate at linear superposition frequencies of core and windings; the fundamental component of transformer tank grows with the power factor; frequency components of 50 Hz, 150 Hz and 250 Hz appear in the vibration signals of power transformer due to the asymmetry.The experiments show that the fundamental component of the transformer vibration signal increases linearly with the oil temperature; temperature coefficient stays within 0.005-0.035 and does not depend upon the transformer capacity.

oil-immersed transformer; pancake windings; vibration; power factor; unbalance factor; oil temperature rise

2014-07-24。 作者簡(jiǎn)介:朱葉葉(1991—),女,碩士生;汲勝昌(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51377130)。

時(shí)間:2015-03-18

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150318.0940.002.html

10.7652/xjtuxb201506019

TM835.4

A

0253-987X(2015)06-0115-11