基于三相三繞組等效網(wǎng)絡(luò)的變壓器繞組掃頻阻抗特性研究

邢 雅 侯 峰 毛燕榮 閆敬東 任富強(qiáng)

基于三相三繞組等效網(wǎng)絡(luò)的變壓器繞組掃頻阻抗特性研究

邢 雅1侯 峰1毛燕榮1閆敬東1任富強(qiáng)2

（1. 國網(wǎng)寧夏電力有限公司培訓(xùn)中心，銀川 750011；2. 山東大學(xué)電氣工程學(xué)院，濟(jì)南 250061）

掃頻阻抗法在電力變壓器繞組變形診斷領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用。目前，多基于繞組的簡化模型對(duì)其進(jìn)行仿真研究，無法研究變形發(fā)生于不同繞組時(shí)，掃頻阻抗曲線的變化情況。本文針對(duì)三相三繞組變壓器，建立其完整的三相三繞組等效電阻-電感-電容（RLC）參數(shù)模型及簡化的單相三繞組RLC參數(shù)模型。通過分析上述兩個(gè)模型的高對(duì)中掃頻阻抗曲線，發(fā)現(xiàn)簡化RLC參數(shù)模型包含的繞組機(jī)械狀態(tài)信息并不完整。最后，基于完整的三相三繞組模型，研究不同繞組發(fā)生短路故障時(shí)掃頻阻抗曲線的變化趨勢(shì)并計(jì)算其相關(guān)系數(shù)，分析不同繞組故障對(duì)掃頻阻抗曲線的影響程度。

掃頻阻抗法；電阻-電感-電容（RLC）參數(shù)模型；短路故障；相關(guān)系數(shù)

0 引言

作為電力系統(tǒng)中重要且昂貴的核心設(shè)備之一，電力變壓器可靠與否對(duì)電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行影響重大[1-2]。變壓器一旦發(fā)生故障，將給電網(wǎng)帶來嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失。據(jù)相關(guān)統(tǒng)計(jì)，由繞組變形導(dǎo)致的電力變壓器故障占比超過60%[3]。因此，對(duì)電力變壓器繞組機(jī)械狀態(tài)進(jìn)行及時(shí)有效的檢測(cè)和診斷，能夠發(fā)現(xiàn)電力變壓器繞組的潛在故障，保證電力系統(tǒng)的穩(wěn)定可靠運(yùn)行[4-5]。

較早應(yīng)用的離線檢測(cè)繞組變形的方法主要包含短路阻抗法及頻率響應(yīng)法。然而，這兩種方法均有各自缺點(diǎn)：短路阻抗法對(duì)微小變形的檢測(cè)不夠靈敏；頻率響應(yīng)法的測(cè)試穩(wěn)定性亟待提高。而且，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí)，兩者所用儀器不同且測(cè)試接線方式不一致，很難同時(shí)得到上述兩種方法的測(cè)試數(shù)據(jù)。針對(duì)上述不足，文獻(xiàn)[6]首次提出結(jié)合短路阻抗法及頻率響應(yīng)法兩者特點(diǎn)的掃頻短路阻抗測(cè)試方法。文獻(xiàn)[7]經(jīng)系統(tǒng)研究及推廣，提出檢測(cè)繞組變形的掃頻阻抗法，通過一次測(cè)試即可得到繞組的工頻短路阻抗值及與頻率響應(yīng)曲線類似的掃頻阻抗曲線。掃頻阻抗法測(cè)試接線簡單，掃頻激勵(lì)信噪比高，結(jié)合了短路阻抗法和頻率響應(yīng)法的測(cè)試優(yōu)點(diǎn)并綜合了兩種方法的判據(jù)，從而能夠?qū)@組狀態(tài)進(jìn)行更加全面的評(píng)估。

目前，對(duì)掃頻阻抗法的實(shí)驗(yàn)研究多基于實(shí)驗(yàn)室中的模型變壓器展開。文獻(xiàn)[8]對(duì)掃頻阻抗法的測(cè)試原理、測(cè)試判據(jù)及測(cè)試優(yōu)勢(shì)進(jìn)行了詳細(xì)闡述，并且基于模型變壓器，對(duì)繞組發(fā)生匝間短路故障時(shí)的掃頻阻抗曲線變化規(guī)律進(jìn)行研究。文獻(xiàn)[9]對(duì)自研掃頻阻抗測(cè)試系統(tǒng)的穩(wěn)定性及測(cè)試精度進(jìn)行了研究，測(cè)試獲得模型變壓器繞組在正常及發(fā)生局部凹陷故障狀態(tài)時(shí)的掃頻阻抗曲線，并分析不同狀態(tài)繞組對(duì)應(yīng)掃頻阻抗曲線的變化規(guī)律及其機(jī)理。文獻(xiàn)[10]則基于一臺(tái)模型變壓器，對(duì)常見變形形式下繞組的掃頻阻抗特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證了掃頻阻抗法檢測(cè)繞組多種變形故障的有效性。

事實(shí)上，基于實(shí)體變壓器研究繞組的掃頻阻抗特性代價(jià)高昂，而仿真研究是該領(lǐng)域非常重要的補(bǔ)充手段，主要包含兩個(gè)研究方向：①網(wǎng)絡(luò)RLC參數(shù)提取方法；②掃頻激勵(lì)下繞組的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建。其中，對(duì)RLC參數(shù)提取方法的研究已非常成熟，如文獻(xiàn)[11]提出系統(tǒng)的網(wǎng)絡(luò)參數(shù)提取方法，利用能量法或感應(yīng)電壓法獲得網(wǎng)絡(luò)電阻及電感參數(shù)，基于電荷量法或能量法計(jì)算對(duì)地電容及縱向電容等參數(shù)。文獻(xiàn)[12-13]則系統(tǒng)地解決了繞組本體尺寸與變壓器整體尺寸懸殊導(dǎo)致難以直接通過仿真提取網(wǎng)絡(luò)參數(shù)的難題，提出繞組二維建模及變壓器三維建模的兩步仿真法，保證了參數(shù)提取的效率及精度。文獻(xiàn)[14]則在考慮參數(shù)頻變特性的條件下，系統(tǒng)提出了網(wǎng)絡(luò)參數(shù)的提取方法。對(duì)于等效RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建，國內(nèi)外學(xué)者也已經(jīng)進(jìn)行了大量研究，多基于如圖1所示的掃頻阻抗測(cè)試模式下繞組等效RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)[15]。此外，一些學(xué)者通過忽略圖1中與低壓繞組對(duì)應(yīng)的網(wǎng)絡(luò)參數(shù)，得到頻率響應(yīng)法測(cè)試條件下對(duì)應(yīng)的單繞組RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)[16]。然而，由于掃頻阻抗法需對(duì)二次繞組進(jìn)行短接處理，盡管這種接線方式可有效避免鐵心存在導(dǎo)致的參數(shù)頻變效應(yīng)，但相較于頻率響應(yīng)法，也因此引入了第二甚至第三繞組對(duì)掃頻阻抗測(cè)試的干擾。綜上，有必要對(duì)用于繞組掃頻阻抗分析的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行研究。

圖1 掃頻阻抗測(cè)試模式下繞組等效RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)

分析上述研究現(xiàn)狀，本文對(duì)掃頻阻抗測(cè)試模式下，繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)的形式進(jìn)行研究?；赑SPICE仿真軟件，建立簡化的單相三繞組RLC參數(shù)模型及完整三相三繞組RLC參數(shù)模型，對(duì)比兩模型得到繞組掃頻阻抗曲線的差異。最后，基于完整三相三繞組RLC參數(shù)模型，研究不同繞組發(fā)生短路故障時(shí)的掃頻阻抗特性。

1 繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)的構(gòu)建

1.1 繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)

在掃頻阻抗測(cè)試的激勵(lì)頻段內(nèi)，變壓器繞組可以等效為由一系列電阻、電感及電容參數(shù)組成的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)。圖1即為包含被測(cè)繞組及其臨近繞組的等效網(wǎng)絡(luò)，將網(wǎng)絡(luò)中相鄰兩節(jié)點(diǎn)間由電阻、電感及電容元件組成的單元稱為RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)的一個(gè)單元。其中，電阻參數(shù)R為繞組及鐵心有功損耗的等效元件，電感參數(shù)L及M與變壓器中的磁場(chǎng)儲(chǔ)能相關(guān)，電容參數(shù)gi、si及hli則與電場(chǎng)能量有關(guān)。任意兩個(gè)網(wǎng)絡(luò)單元間通過互感元件M相互耦合，網(wǎng)絡(luò)單元存在對(duì)地電容gi、內(nèi)部縱向電容si及高低壓繞組單元間的分布電容hli。

1.2 等效網(wǎng)絡(luò)RLC元件參數(shù)值提取

對(duì)實(shí)際三相三繞組變壓器而言，由于繞組間存在電磁耦合且繞組間距離較近，低頻及高頻激勵(lì)下繞組主要通過互感或分布電容關(guān)聯(lián)。因此，其完整的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)應(yīng)包含全部9個(gè)繞組，且繞組間的復(fù)雜電感及電容耦合亦應(yīng)考慮，而非圖1中僅包含兩個(gè)繞組的簡化網(wǎng)絡(luò)。考慮到上述問題，本文基于一臺(tái)聯(lián)結(jié)組標(biāo)號(hào)為YNynd11的三相三繞組模型變壓器，通過構(gòu)建其有限元模型，根據(jù)文獻(xiàn)[12-14]中的方法，提取了繞組RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)中的電阻、電容及電感元件參數(shù)值見表1。

表1 提取的繞組集總網(wǎng)絡(luò)參數(shù)

由于繞組結(jié)構(gòu)的均勻性，本文設(shè)定同一繞組不同單元間的元件值相同。同時(shí)，考慮到相同電壓等級(jí)繞組結(jié)構(gòu)的一致性，亦設(shè)定其對(duì)應(yīng)的元件參數(shù)值相等。另外，考慮到掃頻阻抗激勵(lì)頻段內(nèi)變壓器鐵心的導(dǎo)磁作用被大幅削弱，本文全部網(wǎng)絡(luò)RLC元件均為非頻變參數(shù)。最后，為了減小網(wǎng)絡(luò)建模的復(fù)雜度，忽略一些對(duì)掃頻阻抗仿真結(jié)果影響很小的參數(shù)：由于距離較遠(yuǎn)且由B相繞組分割，A相與C相繞組間的互感及分布電容元件被忽略；同相低壓與高壓繞組間的分布電容亦被忽略，因?yàn)閮烧哂芍袎豪@組分割，分別與中壓繞組構(gòu)成分布電容。

表1給出了除互感元件以外的其他RLC參數(shù)值。等效網(wǎng)絡(luò)任意兩單元均通過互感相互耦合，但當(dāng)兩個(gè)單元間距離較大時(shí)，互感的作用非常微弱。本文在不影響仿真結(jié)果的前提下，規(guī)定當(dāng)兩單元間隔大于5個(gè)單元時(shí)，在網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建中忽略兩者間的互感元件，盡可能降低網(wǎng)絡(luò)建模的復(fù)雜度。本文部分互感元件值如下：高壓繞組第1單元對(duì)第2～第6單元的互感值分別為124mH、77mH、51mH、35mH及24mH；高壓繞組第1單元對(duì)中壓繞組第1～第5單元的互感為46mH、40mH、29mH、20mH及14mH；中壓繞組第1單元對(duì)第2～第6單元的互感值為35mH、18mH、11mH、6mH、4mH。其他單元間的互感值從略。

2 基于PSPICE的繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建

2.1 完整的三相三繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建

不同于以往文獻(xiàn)中構(gòu)建的如圖1所示僅包含臨近繞組的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)模型，本文基于PSPICE電路仿真軟件，針對(duì)三相三繞組變壓器，構(gòu)建如圖2所示的完整RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)，覆蓋全部9個(gè)繞組。該網(wǎng)絡(luò)被大點(diǎn)劃線框分成三部分，從左到右分別對(duì)應(yīng)A、B、C三相繞組。以B相繞組為例，同相不同電壓等級(jí)的繞組亦被小點(diǎn)劃線框分成3部分，從左到右分別代表低壓繞組、中壓繞組及高壓繞組。由于變壓器繞組聯(lián)結(jié)組標(biāo)號(hào)為YNynd11，故等效網(wǎng)絡(luò)中三相高壓繞組及中壓繞組中性點(diǎn)應(yīng)等電位連接。而三相低壓繞組則首尾相連，以“A首端—B末端—B首端—C末端—C首端—A末端”的順序形成閉合回路。選擇B相高壓繞組對(duì)中壓繞組的掃頻阻抗特性進(jìn)行研究，原因如下：①相對(duì)于高對(duì)低及中對(duì)低的掃頻阻抗值，高對(duì)中掃頻阻抗值最大，更容易反映繞組機(jī)械狀態(tài)變化導(dǎo)致的掃頻阻抗曲線變化；②A、C兩相繞組均距離B相繞組較近，對(duì)B相掃頻阻抗的影響最大，若對(duì)A相或C相進(jìn)行掃頻阻抗測(cè)試，此兩相分布均在兩端，距離很遠(yuǎn)，相互間影響較小。因此，根據(jù)掃頻阻抗高對(duì)中測(cè)試的布線方式，在圖2所示完整RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)中，B相中壓繞組兩端均為短接狀態(tài)。

圖2中任意繞組均包含電阻、電感及電容元件，可在仿真軟件中直接添加。網(wǎng)絡(luò)單元間的互感耦合通過PSPICE仿真軟件中的K_linear模塊實(shí)現(xiàn)。如前所述，僅兩個(gè)網(wǎng)絡(luò)單元間隔在5個(gè)單元以內(nèi)時(shí)，考慮兩者的互感耦合作用。以B相高壓繞組的第1單元為例，通過互感與之耦合的單元包含B相高壓繞組的第2～第6個(gè)單元、A相及C相高壓繞組的第1～第5個(gè)單元、B相中壓繞組的第1～第5個(gè)單元、B相低壓繞組的第1～第5個(gè)單元。由于互感耦合關(guān)系十分復(fù)雜，建模工作量很大，PSPICE中的互感關(guān)聯(lián)單元模塊K_linear并未在圖2中顯示。

按照由內(nèi)至外的順序，變壓器同相三繞組分別為低壓、中壓及高壓繞組。因此，三相繞組除通過互感元件相互耦合外，還由高壓繞組間的分布電容相互聯(lián)系，如圖2所示。

圖2 基于PSPICE構(gòu)建的三相三繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)（簡化圖）

2.2 完整網(wǎng)絡(luò)與簡化網(wǎng)絡(luò)掃頻阻抗計(jì)算結(jié)果對(duì)比

以往掃頻阻抗仿真的研究中，對(duì)繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)的構(gòu)建多忽略非被測(cè)兩相，僅構(gòu)建類似于圖1中被測(cè)相繞組的等效網(wǎng)絡(luò)。對(duì)于本文三相三繞組變壓器而言，當(dāng)對(duì)B相繞組進(jìn)行高對(duì)中掃頻阻抗測(cè)試時(shí)，基于PSPICE構(gòu)建的簡化RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)如圖3所示。與圖2完整網(wǎng)絡(luò)相比，簡化網(wǎng)絡(luò)僅考慮對(duì)測(cè)試影響較大的B相中壓及低壓繞組，通過互感及電容耦合的A、C兩相則被忽略。另外，由于簡化等效網(wǎng)絡(luò)僅包含B相繞組，圖3無法體現(xiàn)變壓器繞組的聯(lián)結(jié)組形式。

圖3 基于PSPICE構(gòu)建的簡化單相三繞組等效網(wǎng)絡(luò)

分別計(jì)算圖2及圖3中繞組完整RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)及簡化網(wǎng)絡(luò)的掃頻阻抗曲線。為了全面分析兩曲線的差異，將仿真計(jì)算的頻率范圍盡量拓寬。根據(jù)文獻(xiàn)[17]，RLC參數(shù)網(wǎng)絡(luò)的最高適用頻率為2MHz，故本文仿真計(jì)算的頻率范圍設(shè)定為1kHz～2MHz，頻率間隔為1kHz。

仿真得到的掃頻阻抗曲線如圖4所示?？芍?，完整網(wǎng)絡(luò)及簡化網(wǎng)絡(luò)對(duì)應(yīng)的掃頻阻抗曲線在全頻段吻合度較高，曲線幅值變化趨勢(shì)及諧振頻率值大體一致，表明一定程度上，可利用簡化的單相RLC參數(shù)等效模型對(duì)繞組掃頻阻抗特性進(jìn)行研究。然而，相比于簡化網(wǎng)絡(luò)的掃頻阻抗曲線，完整RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)獲得的繞組掃頻阻抗曲線，包含更多的特征頻率點(diǎn)（對(duì)應(yīng)頻響曲線中的諧振峰）。由于掃頻阻抗曲線的特征頻率直接與其蘊(yùn)含的繞組機(jī)械狀態(tài)信息相關(guān)：相同頻段內(nèi)曲線的特征頻率越多，包含的繞組機(jī)械狀態(tài)信息越完整[18]。顯然，從包含繞組機(jī)械狀態(tài)信息的完整性角度，對(duì)三相三繞組變壓器的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建而言，推薦使用其完整的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)對(duì)繞組掃頻阻抗特性進(jìn)行研究，而簡化的單相等效網(wǎng)絡(luò)包含的信息并不完整。

圖4 完整及簡化網(wǎng)絡(luò)模型對(duì)應(yīng)掃頻阻抗曲線

3 短路故障下繞組掃頻阻抗特性研究

基于變壓器完整的三相三繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)，研究繞組發(fā)生不同短路故障時(shí)，B相繞組高對(duì)中的掃頻阻抗特性，統(tǒng)一設(shè)置短路故障位于對(duì)應(yīng)繞組的最頂部，即其等效網(wǎng)絡(luò)中的第1單元。易知繞組短路故障主要影響網(wǎng)絡(luò)單元中的電感參數(shù)，導(dǎo)致單元的自感值減小。本文共研究了5種繞組短路故障：①B相高壓繞組短路，其第1單元電感值減小17%；②B相中壓繞組短路，其第1單元電感值減小32%；③B相低壓繞組短路，其第1單元電感值減小50%；④A相高壓繞組短路，其第1單元電感值減小50%；⑤C相高壓繞組短路，其第1單元電感值減小50%。將上述5種短路故障定義為故障形式1～故障形式5。通過對(duì)圖2完整網(wǎng)絡(luò)中對(duì)應(yīng)參數(shù)值進(jìn)行修改，即可得到相應(yīng)故障條件下B相繞組高對(duì)中的掃頻阻抗曲線。

仿真的頻率范圍仍設(shè)定為1kHz～2MHz，為了突出故障掃頻阻抗曲線與正常曲線的不同，本文僅展示曲線存在差異的頻段（主要為≤1MHz頻段）。故障形式1及形式2條件下的掃頻阻抗曲線分別如圖5及圖6所示。利用不同掃頻阻抗曲線間的相關(guān)系數(shù)（correlation coefficient, CC）表征其差異，相關(guān)系數(shù)的計(jì)算公式為[19]

式中：l為掃頻阻抗測(cè)試的頻點(diǎn)數(shù)；Hai與Hbi分別代表第i個(gè)頻點(diǎn)處兩不同掃頻阻抗曲線的阻抗值。

式（2）中相關(guān)系數(shù)的取值范圍為[-1, 1]，相關(guān)系數(shù)的正值越大，表明兩組數(shù)據(jù)的線性正相關(guān)度越高。由圖5可知，當(dāng)B相高壓繞組發(fā)生短路故障時(shí)，繞組掃頻阻抗曲線在200～500kHz頻段變化明顯。短路故障導(dǎo)致B相高壓繞組等效電感降低，故諧振頻率變大，掃頻阻抗曲線諧振峰及諧振谷出現(xiàn)明顯的右移趨勢(shì)，這一特征在200～350kHz頻段更加明顯。在350～500kHz頻段，掃頻阻抗曲線出現(xiàn)了新的諧振峰及諧振谷，阻抗的幅值也發(fā)生了改變。計(jì)算得到兩曲線的相關(guān)系數(shù)為0.658。

圖6 故障形式2及正常狀態(tài)下的掃頻阻抗曲線

對(duì)圖6所示的故障形式2，掃頻阻抗曲線亦發(fā)生較明顯變化，集中在400～700kHz頻段。與故障形式1不同，B相中壓繞組發(fā)生短路故障時(shí)，基本上沒有諧振點(diǎn)偏移，僅阻抗幅值發(fā)生變化并產(chǎn)生新的諧振點(diǎn)。故障形式2中兩條曲線的相關(guān)系數(shù)為0.823。

故障形式3～5對(duì)應(yīng)掃頻阻抗曲線如圖7所示。由圖7可知，B相低壓繞組發(fā)生故障時(shí)，掃頻阻抗曲線變化并不明顯，沒有諧振點(diǎn)的偏移及新諧振頻率點(diǎn)的出現(xiàn)，僅在部分諧振峰處，諧振幅值發(fā)生了微弱變化。對(duì)故障形式4及形式5而言，繞組掃頻阻抗曲線與正常狀態(tài)下的曲線幾乎完全吻合。計(jì)算得到故障形式3～5條件下繞組掃頻阻抗曲線的相關(guān)系數(shù)分別為0.875、0.978及0.946。

圖7 故障形式3～5及正常狀態(tài)下的掃頻阻抗曲線

分析上述仿真結(jié)果，掃頻阻抗法能夠靈敏反映被測(cè)繞組的短路故障，如故障形式1。在本文測(cè)試B相繞組高對(duì)中掃頻阻抗曲線的條件下，B相高壓繞組即為掃頻激勵(lì)源的被施繞組，故對(duì)檢測(cè)B相高壓繞組故障的靈敏度較高。另外，高對(duì)中掃頻阻抗測(cè)試要求中壓繞組首尾短接，故二次繞組故障也可在掃頻阻抗曲線中得到反映，但由于掃頻激勵(lì)源并不直接作用在中壓繞組，對(duì)應(yīng)的掃頻阻抗曲線變化并不如故障形式1明顯。因此，即使中壓繞組第1單元自感值減小了32%，故障程度遠(yuǎn)比形式1更嚴(yán)重，但其掃頻阻抗曲線的相關(guān)系數(shù)仍然遠(yuǎn)高于故障形式1。同理，故障形式3中，盡管B相繞組第1單元自感減小值大于故障形式2，但其導(dǎo)致B相繞組高對(duì)中掃頻阻抗曲線的變化程度更小，曲線相關(guān)系數(shù)高于故障形式2。因?yàn)楸M管與被測(cè)繞組同相，但低壓繞組并未被掃頻源直接激勵(lì)，故其對(duì)高對(duì)中阻抗曲線的影響更小。在故障形式4與5中，均為其他相繞組故障，盡管第1單元自感值減小50%，但相較于同相繞組，異相繞組與被測(cè)繞組的電感及電容耦合作用均更弱，故異相繞組故障與否對(duì)被測(cè)繞組的掃頻阻抗曲線基本無影響，對(duì)應(yīng)相關(guān)系數(shù)也明顯高于故障形式1～3。表2對(duì)上述規(guī)律進(jìn)行了總結(jié)。

表2 故障形式比較

分析表2，掃頻阻抗法能夠靈敏反映被測(cè)繞組故障。在本文研究中，盡管被測(cè)繞組設(shè)置的故障程度最輕微，其掃頻阻抗曲線的相關(guān)系數(shù)最小。由于掃頻阻抗測(cè)試要求二次繞組短接，阻抗曲線可反映二次繞組故障，但其靈敏度相對(duì)較低。由于存在較強(qiáng)的電感耦合，同相第三繞組一定程度上也能影響被測(cè)繞組的掃頻阻抗曲線，但其影響程度更低。其他相繞組則對(duì)被測(cè)繞組的掃頻阻抗測(cè)試基本無影響。因此，在繞組掃頻阻抗特性的仿真研究中，應(yīng)盡量構(gòu)建包含所有繞組的RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)，全面分析不同繞組發(fā)生故障時(shí)掃頻阻抗曲線的變化程度。對(duì)實(shí)際繞組進(jìn)行掃頻阻抗測(cè)試時(shí)，可著重評(píng)估同相繞組潛在的故障對(duì)被測(cè)繞組的影響，特別是被短接的二次繞組。

4 結(jié)論

本文通過構(gòu)建三相三繞組變壓器的完整及簡化單相三繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)，研究了不同網(wǎng)絡(luò)對(duì)應(yīng)被測(cè)繞組掃頻阻抗曲線的差異，并基于完整RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)分析不同繞組發(fā)生短路故障時(shí)，被測(cè)繞組掃頻阻抗曲線的變化規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1）與簡化的單相三繞組RLC參數(shù)等效網(wǎng)絡(luò)相比，完整三相三繞組等效網(wǎng)絡(luò)對(duì)應(yīng)的掃頻阻抗曲線包含更多特征頻率點(diǎn)，蘊(yùn)含的繞組機(jī)械狀態(tài)信息更加完整。

2）掃頻阻抗測(cè)試中，被測(cè)繞組及二次側(cè)短接繞組故障均能在掃頻阻抗曲線上得到反映，被激勵(lì)繞組故障的診斷靈敏度高于二次繞組。

3）不直接參與掃頻阻抗測(cè)試的繞組，包括同相第三繞組及其他相繞組，對(duì)被測(cè)繞組的掃頻阻抗測(cè)試影響甚微，由于電感耦合作用稍強(qiáng)，相較于其他相繞組，第三繞組對(duì)測(cè)試的影響相對(duì)較大。

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Sweep frequency impedance analysis of transformer winding based on three-phase three-winding equivalent network

XING Ya1HOU Feng1MAO Yanrong1YAN Jingdong1REN Fuqiang2

(1. Training Center of State Grid Ningxia Electric Power Co., Ltd, Yinchuan 750011; 2. School of Electrical Engineering, Shandong University, Ji’nan 250061)

The sweep frequency impedance (SFI) method is widely used in the field of transformer winding deformation detection. At present, most simulation studies on SFI are based on the simplified model of winding, which induces that the changes of SFI curves are hard to be evaluated when faults occur on other windings. Based on a three-phase three-winding transformer, this paper builds its intact three-phase three-winding equivalent resistance-inductance-capacitance (RLC) parameter model and the simplified single-phase three-winding one. By analyzing the high-to-medium SFI curves of the two models, it is found that the simplified single-phase model contains incomplete information about the mechanical condition of the windings. Finally, based on the intact three-phase three-winding RLC parameter model, the variation trends of SCI curves when short-circuit faults occur on different windings are studied and the correlation coefficients are also calculated, so as to assess the influence of the faults of different windings on SFI curves.

sweep frequency impedance (SFI) method; resistance-inductance-capacitance (RLC) parameter model; short-circuit fault; correlation coefficient

2022-06-15

2022-06-21

邢 雅（1989—），女，碩士，中級(jí)講師，主要研究方向?yàn)樽冸娬具\(yùn)行及維護(hù)，從事變電運(yùn)檢專業(yè)培訓(xùn)工作。