HVDC 中电力变压器直流偏磁屏蔽效应研究

赵志刚 赵新丽 程志光 刘福贵 刘兰荣 汪友华 杨庆新

（1.河北工业大学电磁场与电器可靠性省部共建重点实验室 天津 300130 2.保定天威集团有限公司技术中心 保定 071056 3.天津工业大学电气工程与自动化学院 天津 300387）

1 引言

特高压、特大容量电力变压器中，由取向硅钢片制成的叠片铁心和磁屏蔽，以及由导磁钢板组成的构件（如：变压器油箱、铁心拉板）中的磁通分布和损耗分布，在电力变压器设计过程中是备受关注的问题之一[1-4]。在不同的磁屏蔽构建中，取向硅钢叠片和导磁钢板会表现出不同的电磁性能，漏磁通进入取向硅钢叠片和导磁钢板结构内部所产生的三维涡流场和损耗计算是一个很具挑战性的问题[5-13]，其直接的工程背景是大型变压器的漏磁场进入铁心拉板和相邻的铁心叠片或者进入磁屏蔽，需要采取减少涡流损耗的措施，这对于大容量超高压电力变压器的设计尤其重要[14-17]。

在不同的激励条件下，电工材料会表现出不同的电磁性能[18]。直流偏磁是电力变压器的非正常工作状态，目前广泛存在的是由高压直流输电系统（HVDC）引起的变压器直流偏磁问题，当直流输电系统以单极大地回线方式或双极不平衡方式运行时，流入大地的直流电流会使附近中性点接地的交流变压器发生直流偏磁。因此集中研究变压器在直流偏磁工作条件下的规律和特性至关重要。国内外文献就交直流混合输电所产生的问题进行了一些研究和探讨，就流入中性点的直流电流提出了一些抑制措施，其中对直流偏磁变压器的励磁电流也有一些专题研究[19-24]。

变压器在直流偏磁工作条件下，由于直流磁通的作用使得变压器铁心的半周饱和程度加剧，漏磁通增大，因此直流偏磁条件下变压器叠片铁心和结构件的电磁特性研究成为变压器生产和运行厂商密切关注的问题，作者对此已进行了较系统的数值仿真和实验研究工作[25-29]。

本文设计并研制了具有漏磁通补偿功能的变压器结构件杂散损耗测量模型，采用与在线运行的变压器发生直流偏磁时相同的交直流串联的激励方式，重点研究不同直流偏置磁场和交流激励交叉作用时，漏磁通在立式磁屏蔽（M-type）、平式磁屏蔽（MEM-type）和导磁钢板组成的屏蔽构件中的损耗和磁通分布。基于实验结果建立了不同屏蔽构件（立式磁屏蔽+导磁钢板、平式磁屏蔽+导磁钢板）的三维有限元仿真模型，实验所得数据和仿真分析结果有助于验证直流偏磁工况下屏蔽构件杂散损耗计算方法的有效性，对于电力变压器磁屏蔽设计阶段的电磁性能分析具有一定的指导意义。

2 模型结构参数及激励方式

对于特大容量的变压器，例如，1 000kV 特高压变压器，单台产品的容量高达1 000MV·A，杂散损耗问题的研究就更为重要，不可忽视任何一个导致杂散损耗增加的结构细节。本文基于如图1 所示的具有漏磁通补偿功能的变压器结构件杂散损耗测量模型，对大型电力变压器中普遍采用的磁屏蔽由于直流偏磁漏磁通感应产生的杂散损耗进行了详细的实验研究和仿真计算。

图1 实验模型及结构参数Fig.1 Structure and parameters of test model

实验模型由两个对称的铁心和线圈、装置支架、运动部件和被试品组成。被试品由立式和平式两种结构的磁屏蔽和钢板组成，并且均严格按照现有典型变压器产品结构设计。本实验制作完成的模型按照电力变压器铁心的标准工艺进行叠装，主要技术数据为：

（1）铁心规格：硅钢片牌号：30P120，2 个铁心结构尺寸均为600×100×200mm，90kg×2 个。

（2）激励线圈：导线型号QQ—2，线径Φ1.60，两根并绕，260 匝/2 层，中间抽头，激励线圈和补偿线圈绕向相反。

（3）测量线圈：导线型号QQ—2，线径Φ0.56，260 匝/2 层，中间抽头，激励线圈和补偿线圈绕向相反。

（4）屏蔽构件：平式磁屏蔽及立式磁屏蔽（硅钢片牌号：30P120），但叠积方式不同；导磁钢板：Q235B。平式及立式屏蔽构件尺寸，分别如图2a、2b 所示。

图2 磁屏蔽及导磁钢板组合构件（被试品）Fig.2 Combination of magnetic shield and magnetic plate

为了更直观地分辨直流偏置磁场对磁屏蔽杂散损耗的影响，采用不同的直流偏置电流和交流电压的交叉激励对屏蔽构件的电磁性能进行了详细地实验研究和分析，各种激励方式见表1。

表1 模型激励条件Tab.1 The exciting condition of the model

3 实验研究

3.1 实验原理

由于负载测量模型中激励铁心材料的非线性，造成负载损耗测量时引入了一个铁心的非线性铁损，为了分离出负载情况下除屏蔽构件以外的损耗，需要设计一个空载模型来测量除屏蔽构件以外的损耗，包括铁心损耗和线圈的涡流损耗。如果空、负载工况下铁心的工作磁通密度和空间漏磁场分布相同，即可保证空、负载状况下铁心和线圈涡流损耗相等。实验原理参见图3，负载工况接线如图4 所示，损耗数据由精密功率分析仪（WT3000，横河）测量。

图3 屏蔽构件杂散损耗测量实验原理Fig.3 Experimental scheme for measuring stray loss of shield structure

图4 实验接线图（负载）Fig.4 Experimental wiring diagram (load condition)

3.2 实验方法

3.2.1 损耗的测量

放置被试屏蔽构件，增加电压使二次测量线圈的电压到指定数值（即达到指定漏磁强度），记录测量线路的总损耗Pl。然后移去被试品，对激励线圈和补偿线圈同时施加激励，形成方向相反的磁场，当测量线圈的标定电压到负载状态指定数值时，记录测量线路的总损耗 P0，则被试屏蔽构件的损耗Pt由式（1）确定

3.2.2 磁屏蔽表面磁通密度的测定

为了考察空气中（磁屏蔽表面）的磁通密度分布情况，采用高斯计（7010 F.W.BELL，美国）对应于图5 所示位置，对空气中的漏磁通密度进行了测量。

图5 磁屏蔽表面磁通密度测量位置示意图Fig.5 The magnetic flux density measuring position on the surface of the magnetic shield

4 仿真分析

4.1 二维仿真分析

模型的二维仿真，主要目的是为了初步考察补偿线圈对空间漏磁场分布的影响。仿真模型如图6a 所示，空、负载漏磁场分布分别如图6b、6c所示。

图6 二维仿真模型及磁场分布Fig.6 2-D simulation model and magnetic field distribution

从图6 所示的二维仿真结果可以看出，本文提出的实验模型在空、负载工况下激励线圈空间漏磁场分布具有很好的一致性。因此，用模型负载工况下的损耗减Pl（包括激励铁心损耗和激励线圈损耗）减去空载损耗P0（包括两倍的铁心和线圈损耗）的一半，可以准确地获得被试品的损耗Pt。

4.2 三维仿真分析

用实验模型的二维仿真来确定模型实际的磁通和损耗分布是不精确的，更加精确的仿真结果需要用三维建模进行仿真。此时需要考虑取向硅钢叠片的非线性、磁导率各向异性和电导率各向异性。同时，由于叠片实体构件尺寸巨大但彼此绝缘的单片厚度却很小（0.3mm），若设叠片系数为0.97，片间绝缘的厚度只有0.3×3%=0.009(mm)，直接按实际尺寸建模计算是不现实的，需要采用均匀化等效处理方法。

4.2.1 等效均匀化磁导率

磁屏蔽在叠积方向，叠片与叠片间气隙（包括叠片绝缘层）的磁阻形成串联，如图7 所示。根据磁阻串联原理有

式中，μeq为等效磁导率；μiron为硅钢磁导率；μ0为真空磁导率；W 为总叠片厚度；L 为叠片长度；Cf为叠片系数。

图7 叠积方向磁各向异性的均匀化处理Fig.7 Homogenization of magnetic anisotropy in lamination direction

又 μiron=μrμ0，则均匀化的等效相对磁导率为

式中，μr>>Cf，式（5）可以简化为

与叠片平行的两个正交方向，叠片与叠片间的气隙磁阻形成并联，如图8 所示。

图8 叠片平行方向磁各向异性的均匀化处理Fig.8 Homogenization of magnetic anisotropy in rolling and transverse direction

根据磁阻并联原理有

则均匀化的等效相对磁导率为

式（10）中，μr>>1-Cf，可以简化为

最终，磁屏蔽中叠片组的磁各向异性按式（12）进行处理

式中，μx、μy分别为顺沿轧制方向和垂直轧制方向的磁导率。

4.2.2 等效均匀化电导率

由于立式磁屏蔽硅钢叠片的片宽很窄，可忽略各个方向的涡流反作用，给定电导率各向同性，σ<<1。计算和实测结果的比较表明，这样的处理可以获得较满意的计算结果，并可显著降低计算代价。

对于平式磁屏蔽，取向硅钢叠片的片宽较大（200mm×860mm），不能忽略叠积平面内的涡流效应。因此，平式磁屏蔽电导率按式（13）处理。

式中，σ 为硅钢片的电导率。

4.2.3 三维仿真结果

按上述磁屏蔽均匀化处理方法，建立了变压器磁屏蔽构件的三维有限元仿真模型。在不同的直流偏置漏磁场激励下，立式屏蔽构件和平式屏蔽构件中的杂散损耗计算和测量结果，分别见表2 和表3。从表2 和表3 的结果可以看出，不同偏置激励方式下，实验模型的三维仿真损耗计算结果和实际测量结果具有很好的一致性，证明了本文方法的可行性。

表2 立式屏蔽构件杂散损耗结果Tab.2 Iron loss in components of m-type shielding

表3 平式屏蔽构件杂散损耗结果Tab.3 Iron loss in components of mem-type shielding

综上，在上述直流偏置漏磁通的激励条件下（激励方式：C2～C15），磁屏蔽构件的杂散损耗相对于在幅值相等的标准正弦漏磁通激励条件下（激励方式：C1）产生的杂散损耗没有实质性的差异。

为了进一步验证仿真结果的正确性，本文采用高斯计（Model 7010，F.W.Bell，美国）对两种形式的屏蔽构件磁屏蔽表面的法向磁通密度进行了测量和计算，以C8 为例，测量和计算结果如图9 所示。需要指出的是，两种形式的屏蔽构件其磁屏蔽表面法向磁通密度的测量结果之间没有实质性的差异，但是损耗的结果之间却有很大的差别，主要是由于垂直进入磁屏蔽的法向磁通引起的附加涡流损耗不同所致，立式屏蔽采用的取向硅钢叠片的片宽很小其涡流效应较小；而平式屏蔽采用的取向硅钢叠片的片宽较大其涡流效应较强。

图9 屏蔽表面沿y 方向的法向磁通密度测量及计算结果Fig.9 Measured and calculated Bxon the surface of the shield

5 结论

（1）提出了一种基于漏磁通补偿的杂散损耗测量方法并建立了相关的实验模型，基于该模型对直流偏磁不同的交流激励和直流偏置磁场交叉作用时，屏蔽构件中的杂散损耗进行了详细地实验研究，通过实验和仿真结果分析，说明了该方法能够实现屏蔽构件中杂散损耗的准确测量。

（2）基于两种磁屏蔽中硅钢片叠积方式的差异采用不同的建模方法，建立了变压器屏蔽结构件杂散损耗有限元仿真模型，通过计算和实验结果的比较，验证了仿真模型的有效性。

（3）本文所获得的测量和计算结果、结论，将有助于合理地建立三维有限元分析模型，验证偏磁工况下电磁场分析和损耗计算方法的有效性，对于优化磁屏蔽结构设计及应用研究等具有一定的指导意义。

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