变压器设计校核和调试.docx

变压器设计校核和调试 江苏省电力试验研究院 万达 1 变压器绝缘强度的校核 1.1 纵绝缘强度校核 1.1.冲击计算和传递过电压 1）绕组冲击分布计算，各绕组在全波、截波时，油中场强、饼 间场强和匝间场强等均应小于许用场强。 2）传递过电压分布校核 高压首端全波/截波冲击电压时，低压绕组的传递过电压计算和校核。 1.2 主绝缘强度校核 1.2.1 全域电场分析 通常为便于校核，将雷电冲击、操作冲击试验电压按照一定的冲击系数换算成工频一分钟值，取该换算值与实际工频耐压（一分钟）值的最大值，作为设计绝缘水平（DIL）。例如特高压升压变的高压线端绝缘水平分别为：雷电冲击2250kV、操作冲击1800kV和工频5分钟耐压1100kV。按照分别的冲击系数2.7、2.3和工频电压时间特性系数0.92换算为工频一分钟电压值的最大值为1200kV,作为设计绝缘水平（DIL）进行校核。变压器各部位，包括绕组间、绕组对地、绕组纵绝缘等进行全域电场分析计算，找出各关键部位的电场强度，确保在各种试验电压（雷电冲击、操作冲击、感应和外施工频耐压）下，均不击穿，且不发生局部放电。线圈端绝缘部位的电场解析如图 1所示。 图1 线圈端部的电场解析 1.2.2 无局部放电设计 局部放电发生的概率 在超（特）高压变压器中，引入无局部放电设计概念，即局部放电发生概率很低（0.1%1%）的设计。按照韦伯分布 局部放电发生概率P如式（1）计算： P 1exp-ln2（E/E50）-m （1） 式（1）中： E 对应概率P的场强 kV/mm； E50 50局部放电发生概率对应的场强 kV/mm； m 韦伯分布的形状系数，对于不同的绝缘部位和试验电压种 类，形状系数不同。例如有的公司给出如表1所示m值： 表1 形状系数 m 绝缘油的许用场强 变压器主绝缘系油纸隔板结果，在工频电压作用下，油隙的强度是关键因素。国际上常用的“魏德曼油曲线”，给出了低局部放电发生概率的场强与油隙长度的关系，如图2所示： 图2 “魏德曼”油曲线（局放概率12） 图2中： 曲线1 脱气油，绝缘电极； 曲线2 气饱和油，绝缘电极； 曲线3 脱气油，无绝缘电极； 曲线4 气饱和油，无绝缘电极。 对于曲线14的表达式如式（2）所示： Epd E1d-a kV/mm； （2） 式（2）中： Epd 局部放电起始场强 kV/mm ； E1 油隙长度为1mm的局部放电起始场强，对应于曲线1、 2、3和4，E1分别为21/17.8/17.8/13.5； d 油隙长度 mm； a 指数，对应曲线1、2、3和4，a分别为0.37、0.364、 0.364和0.364。 （油隙越大，起始场强就越低，发生局方的可能性越大） 500kV变压器的油隙仅7mm，线圈有轴向油道 电极面越大击穿电压于小。 按照图2或式（2），显示油隙长度越小，局部放电起始场强越高。这是变压器设计的基本思想，只要散热条件允许，总是将油隙设计得更小些。图2或式（2）所示的“魏德曼油曲线”所列的局部放电起始场强，对应的是12的发生概率，且是均匀电场的情况。 各种试验研究表明，油隙的局部放电起始场强还取决于油的体积、油的特性（水分和颗粒度），以及电场的均匀程度等因素。在实际运用中，对图2或式（2）所示局部放电许用场强，要留有较大的安全系数。 关于油体积效应： 超（特）高压变压器的容量大，体积也大，即电极间油体积增加会带来油绝缘强度的降低。通常认为油体积增大带来较多的杂质，从而导致绝缘击穿的概率上升，绝缘强度降低。图3给出，油体积从106cm3 到10 5cm3的范围，油击穿场强的下降情况。在雷电冲击电压下，也存在类似的下降。 图3 工频1min的击穿场强与电场油体积的关系 关于油颗粒度和水分的影响： 图4给出油中水分和颗粒污染对油绝缘强度的影响。 较清洁油 轻污油 重污油 图4 工频分级加电压下，同轴圆柱电极的1概率耐受强度 试验数据 国际大电网会议资料介绍了多起因油中颗粒导致变压器故障的实例。例如，委内瑞拉的两台新800kV变压器因滤油机的滤芯损坏，投运仅15 分钟左右，在低场强区的纸隔板处发生故障。巴西四台 800kV变压器，运行仅26周，因冷却器内的油漆剥落，高压引线对油箱壁故障。该批冷却器曾在户外不当储存，水进入其中。加拿大的765kV变压器在近30年的时间里，先后有约40只765kV套管均压球或引线在出线绝缘处发生放电，均压球与油箱壁的距离d为400mm，该部位对油中颗粒比较敏感，如图5所示。 图5 765kV套管均压球故障部位 各种电极和颗粒情况的试验结果汇总，如表2所示。 表2 颗粒对裸电极油绝缘强度的影响 由表2看出，序号1与序号2相比，金属颗粒比无金属颗粒的影响大（因序号2的a值大）；序号3、4与序号5相比，铁和铜金属颗粒的影响比纤维颗粒的影响大；序号8与序号9相比，升电压速度慢时，颗粒影响大；序号13与序号14相比，后者是圆柱电极，油体积大，颗粒的影响也大；序号15与序号16相比，纤维丝的影响比纤维粒大。 有资料对交流电压下油中颗粒度对大油隙的击穿电压的影响进行了研究。直径280mm的球形平板电极，间隙距离600mm，油中添加纤维颗粒或搅动油均使击穿电压明显降低，如图6所示（图中电压为峰值，不是有效值）。油中不添加纤维颗粒也不搅动（静放4天）的击穿电压最高约1100kV；搅动油后，击穿电压为660kV，下降约40；添加纤维颗粒并搅动，击穿电压进一步降低。油中即使不人为添加纤维颗粒，其原有的少量颗粒仍会因搅动而移动至高压电极，导致击穿电压降低。 图6 油中添加纤维颗粒或搅动对击穿电压的影响 设计合理的绝缘结构 设计合理的绝缘结构，主要着力点是使电场均匀并防止沿纸板绝缘表面爬电。如图1所示的端绝缘，线圈端部静电板的边沿圆整化，降低表面场强；设置多层绝缘角环，合理分割端部油隙，提高油隙的许用场强；绝缘角环的圆弧与电场的等位面重合，使固体绝缘表面场强降低，防止沿面放电等。此外，在绝缘结构的设计中还应避免出现长油隙，例如线圈对油箱，以及同一绝缘螺栓穿透多层绝缘隔板等情况。如图7所示，左图为同一绝缘螺栓穿透多层绝缘隔板，在螺栓处形成“长油隙”；右图则巧妙地采用两只绝缘螺栓交错布置，即避免了“长油隙”，又实现了多层绝缘隔板的紧固。 图7 避免同一绝缘螺栓穿透多层绝缘隔板 为避免绝缘螺栓处形成密闭空腔，应在螺帽垫块处开槽，以便对螺纹间隙抽真空和浸油。 1.3引线绝缘校核 超（特）高压变压器中的高电压引线，包括绕组至高压套管引线、分接引线和高低高线圈间的引线等。特别是后者，如图8所示的高压I与高压II线圈间的连线，在冲击（雷电、操作）电压下，可能出现较高的振荡，必须予以关注。 高压I与高压II间连线 铁心8 高低高结构的连线绝缘 对于具体的引线绝缘应分别进行在各种试验电压下的绝缘强度校核，例如220kV级分接引线，在引线导体外包纸绝缘，引线导体绝缘外设多层纸隔板，纸板间以及纸板与导体绝缘间有一定的油隙。对于纸板间以及纸板与导体绝缘间油隙的许用场强，可按照一般的小油体积的许用场强考虑，但对于最外层纸板（例如图9中的第2层纸板）外表面的许用场强，要考虑与变压器夹件或油箱壁间的大油体积所带来的许用场强降低，即考虑油体积效应。为此要优化引线的绝缘结构，确保引线绝缘不发生局部放电。 引线导体引线绝缘 图9 变压器分接引线绝缘示例 此外，线圈端部静电板及其引出线部位的电场较复杂，也应进行校核。要严格相关部位的包扎工艺，注意静电板等位线的焊接和引出。 2 变压器控制漏磁发热和绕组温升 2.1 变压器漏磁场计算和控制漏磁发热的措施 准确计算漏磁场及其分布对确定变压器短路阻抗、绕组短路机械力、结构件杂散损耗和绕组温升等参数至关重要。如图10为双绕组变压器的漏磁分布示意，高低压绕组间的漏磁通，在绕组端部弯曲，并进入铁心和上下轭铁等结构件。为此，一方面需在绕组端部设置磁分路，尽量将漏磁通导入上下轭铁，减少绕组端部的横向漏磁通量，控制绕组热点温升和机械力；另一方面，在上下夹件和油箱壁采取一定的磁屏蔽措施，防止局部过热。 上轭铁 低 压 绕 组高压绕组 下轭铁 图10 双绕组变压器漏磁示意 2.2 绕组温升控制 在控制和计算漏磁通的基础上，选择合理的绕组导线类型（换位导线、组合导线或常规导线）和电流密度，并结合绕组内部的冷却油流量，可计算出绕组平均温升和热点温升。由于漏磁通、冷却油流量以及热点温度等计算方面存在一些不确定因素，绕组的温升设计计算结果，应留有一定裕度。 必须指出，变压器绕组平均温升和油箱壁的热点温升可直接通过温升试验予以考核和验证。绕组热点温升，一般根据GB1094.7（2008）可按照式（3）计算： ? h ? i H （? W? i m） （3） 式（3）中： ? h 绕组热点温升 （K）； ? i 顶层油温升 （K）； H 热点系数，取 H 1.3； ? W 绕组平均温升 （K）； ? i m 油平均温升 （K）。 式（3）中的热点系数H是关键参数，国标给出H1.3是统计值。因此，对于实际变压器绕组热点温升，需埋设光纤测温准确取得。该光纤测温数据对同类型变压器有借鉴意义。所谓“同类型”是指有类似的磁分路和磁屏蔽措施，有类似的导线类型和电流密度以及类似的冷却方式和冷却效果。目前，国内有两个制造厂在特高压升压变上埋设了光纤测温，取得不少经验。 3变压器承受短路能力的校核 3.1 校核的基本原则 变压器电气强度和漏磁发热问题的校核，一般可通过在制造厂的出厂试验予以验证，唯有承受短路的能力不能直接考核，因此其校核比较重要。 国家标准GB 1094.52008电力变压器第5部分：承受短路的能力，提出了对变压器承受短路能力的理论评估方法。在设计评审中，应检查产品设计中所出现的最大临界机械力和应力的数值或与一台短路试验合格的、且与该待评估变压器类似的参考变压器相应数值进行比较，或采用国家标准指导的机械力和应力数值检查变压器的设计。 3.2 变压器绕组受到的短路力和变形概述 3.2.1 幅向力及其导致的变形 内外绕组的轴向漏磁通，产生辐向力，如图11所示。按左手定则（磁通朝掌心，四指朝电流方向，拇指为受力方向），内外绕组受到使其分离的作用力。即外线圈在圆周方向受张力，即环形拉伸力，有扩大直径的趋势；内线圈在圆周方向受到压力，即环形压缩力，有朝铁芯方向变形的趋势。如果内绕组的机械稳定性薄弱，或导线的抗弯强度不够，绕组将发生变形。 图11 绕组辐向受力示意图 如图12和图13分别给出了内绕组发生“强制翘曲”和“自由翘曲”的损坏形式。内线圈受压缩，导线受到弯曲应力，可能发生导线向内过度弯曲，导致“强制翘曲”，如图14变形实例。内绕组受到压缩，可能失去稳定，导致绕组周围一处或几处的导线向内严重变形，形成“自由翘曲”。“自由翘曲”是内绕组发生变形的更常见形式，如图15和图16的变形实例。整体绕组受压缩，直径变小，多余长度的导线从垫块的个别部位突出，这就是内绕组典型的机械失稳例子。 图12 内绕组的“强制翘曲”变形 图13 内绕组的“自由翘曲”变形 图14 “强制翘曲”变形实例 图15 内绕组“自由翘曲”变形实例之一 图16 内绕组“自由翘曲”变形实例之二 此外，由于低压绕组导线截面积大，又通常为螺旋绕法，绕组上的环形压缩力还会形成对低压绕组出线头的推力，可能使低压内绕组发生螺旋状向上綳紧的变形趋势。该推力等于低压绕组环形压缩应力与出线头截面积的乘积。 3.2.2 轴向力及其导致的变形 变压器因铁心引起线圈端部磁通弯曲以及内外线圈安匝不平衡（包括线圈不等高度和分接抽头等）形成的幅向漏磁导致轴向力，分别如图17和图18所示。图17给出内外线圈安匝平衡，仅因铁心引起线圈端部漏磁通弯曲的情况：内外线圈幅向漏磁通Brad导致对线圈的压缩力以线圈中部的压缩力最大；内线圈靠铁心近，幅向漏磁通比外线圈的多些，对线圈的压缩力也大些，即Fax1Fax2；具体的漏磁通及其压缩力，应通过2维或三维分析计算得出。 图17 内外线圈安匝平衡时的幅向漏磁通及其轴向力 图18给出内外线圈5种安匝不平衡引起的幅向漏磁Brad以及导致的轴向力，情况比图17复杂，不仅导致对绕组线饼的压力Fax，还对夹持件产生推力Fs。例如图18中的第1种为外线圈上下均较内线圈短一截，其余安匝平衡的情况：外线圈的幅向漏磁及其压缩力与图17类似；内线圈的幅向漏磁通较外线圈相对复杂，上下部分各有一组方向相反且数值不等的幅向漏磁通，分别导致线饼压力Fax和上下推力Fs。后2种情况属于因分接抽头引起的幅向漏磁和轴向力，其中对线饼的压缩力比绕组不等高度时下降。 图18 内外线圈各种安匝不平衡引起的幅向漏磁和轴向力 国标提出线圈轴向变形的主要型式是线饼的过大压力（如图17和图18的线饼力Fax）导致线饼导线倾斜如图19所示： 图19 绕组在轴向力作用下的导线倾斜 对于轴向分裂结构的变压器，单个分裂绕组出口发生短路导致的高压和低压间安匝极不平衡，使轴向力成为制约其承受短路能力的关键因素，大型变压器不应采用轴向分裂结构。例如一台低压轴向分裂的变压器，在高压低压2进行突发短路试验时，发生严重变形损坏，如图20所示。其中，图20（a）为高压绕组变形情况；图20（b）为低压绕组变形情况。 （a）高压绕组 （b）低压绕组 即使是非轴向分裂结构，如果，绕组轴向压力不足，特别是采用单一压板压紧多个线圈时，个别线圈的轴向压力不足或上部纸压板强度不够时，线圈轴向推力会导致线圈顶部上翘，严重变形，如图21变形实例。 图21 变压器绕组轴向变形实例 3.3 变压器内绕组幅向机械强度的校核 3.3.1 幅向力计算 短路电流 采用变压器可能的最大运行方式，或无穷大电源。发电厂的升压变可能遇到非同期并列问题，其最严重情况为两倍电压加在变压器和发电机阻抗的串联回路，这时的短路冲击甚至比单无穷大电源还严重。按照国标规定，对于容量大于100MVA变压器，短路电流的非周期分量系数为1.9，即短路短路峰值最大值为有效值的2.69倍。 内线圈辐向力 最大漏磁通密度： Bm = 其中： 1.25610-6 空气导磁率（H/m）； Im 短路电流的最大峰值 （A）； N 绕组匝数； Hw 绕组几何高度 （mm）； 绕组每匝导线单位长度受力： Fu 0.5BmIm （N/m） 整个内绕组的辐向力： Fr Dm N Fu10-3 2?K?N?Im? 1.97Dm10-6 （N） （4） 1.256ImN10-3 （T） HwHw Dm 绕组平均直径 （mm） 3.3.2 内绕组幅向稳定性（防止“自由翘曲”变形）的校核 内绕组的平均环形压缩应力 内绕组导线平均环形压缩应力有如图22计算原理： 图22 内线圈受力示意 图22中： F 线圈总的幅向力 （N）； Dm 线圈平均直径 （mm）； Hw 线圈导线净高度 （mm）； P 线圈平均的幅向压应力 （N/mm2）； a 线圈幅向导线净厚度 （mm）。 在导线A或B断面上的应力即为平均环形压缩应力： 如图22所示，内绕组的平均环形压缩应力： c,act = PDmFr= 2a2?aHw' （N/ mm2） （5） 式（5）中： a 绕组辐向净宽度 （mm）； Hw 绕组导线的净高度 （ mm）。 对于换位导线，设内线圈线段数N1，每段换位导线根数N2，换位导线股数为n，每股线的幅向厚度b（mm），轴向高度h（mm），由式（2）得换位导线绕组的平均环形压缩应力： c,act = Fr 2?nbhN1N2 （N/ mm2） （6） 内绕组的稳定性判据 国标提出，平均环形压缩极限应力限值： 对于常规导线或非自粘性换位导线：c,act 0.35?Rp0.2； 对于自粘性换位导线：c,act 0.6?Rp0.2。 国标关于平均环形压缩应力限值的稳定性校核规定，属于不计及线圈内支撑（即“自支撑”）的理念，仅与导线自身的强度有关。 3.3.2 内绕组导线幅向弯曲强度（防止“强制翘曲”变形）的校核 绕组导线幅向弯曲应力 在计算绕组导线幅向弯曲应力时，将绕组及其内支撑简化为“简支梁”结构，如图23所示。 F 图 8I23 简支梁受力示意 导线幅向弯曲应力：b1?FLB （7） 式（7）中： F 集中受力 （N）； L 支点跨距 （mm）； B 导线幅向厚度 （mm），对于自粘性换位导线的导线等 值厚度为b，其中n为换位导线中的股数，b为单股导 线的幅向厚度； I 导线的惯性矩（mm），对于常规导线 I 4n2hb3 12 （8） n3b3h对于自粘性换位导线I （9） 48 将导线幅向力变换为作用在各撑条档中点的力，设内线圈的总幅 向力为F r，线圈线段数N1，每段导线根数N2，线圈撑条根数N3，作用于一个撑条档中心的幅向力： F Fr （10） 2?N1?N2?N3 将式（10）的F代入式（7）得到绕组在内撑条之间跨度内的导线幅 向弯曲应力，该弯曲应力用于防止绕组“强制翘曲”的强度校核。 绕组导线幅向弯曲强度的判据 按照国标，为防止“强制翘曲”，内线圈撑条间导线的许用弯曲应 力为不大于0.9?Rp0.2。 3.4 变压器绕组轴向机械强度的校核 3.4.1 轴向力计算 如前所述，轴向力取决于绕组端部磁通的弯曲和内外线圈的安匝 不平衡。绕组端部的磁通分布又与端部磁分路的结构密切有关，利于计算机精确的漏磁场计算十分必要，这是大型变压器应重点注意的内容。 内外线圈安匝不平衡引起的轴向力，目前一般制造厂均有计算， 注意区分对绕组的压缩力和对夹件的上下推力的计算。对于大型变压器，还要人为增加设定内外线圈的轴向高度差（例如，10mm及以上），进行轴向力校核。 3.4.2 绕组轴向强度的校核 对绕组线饼的轴向强度校核主要为轴向导线的倾倒问题，即线饼压缩力（Fax）应不超过导致导线轴向最大倾倒力的0.8倍。国标给出导致导线倾倒的最大极限力计算公式： ?nbeqh2nXbeq3?Dmw?322Ftilt ?K1E0K2?K3K4?10 kN （11） Dmwh? 式（11）中： E0 铜的弹性模数，为110000 N/mm2； n 在用扁导线时，为绕组幅向宽度中导线数或组合导线数； 在用CTC导线时，为g（f1）/2，其中：g为绕组幅向宽 度中的CTC数；f为单根CTC导线中的导线根数； beq 用扁线时，为导线幅向宽度（mm）；用自粘性组合导线 时，为单根导线幅向宽度的2倍（mm）；用非自粘性CTC 导线时，为单根导线幅向宽度（mm）； Dmw 绕组平均直径（mm）； X=cz ?Dmw 为连续式、螺旋式绕组的垫块覆盖系数，其中：c 为幅向垫块宽度（沿圆周方向）（mm），z为在圆周 上的幅向垫块数； X 对于层式绕组，为1； h 如果导线是扁线，则为导线的高度（mm），如果是两根轴向并排的且用纸包为一体的导线，则为导线高度的2倍（mm），如果是CTC导线，则为单根导线的高度（mm）； ? 导线形状常数，对于标准圆角半径，为1.0，对于全圆角半 径导线，为0.85； K1 扭曲项系数，为0.5； K2 分层叠置项系数（N/mm2），当是单根或双根导线时，为45，当是非自粘性CTC时，为22； K3 计及铜工作硬度等级的系数（见下表）： 系数K3值 K4 计及动态倾斜的系数（见下表）： 系数K4值 式（11）主要由两部分构成：第一部分是关于导线的轴向抗弯能力；第二部分是线饼间绝缘垫块的支撑力，包括导线与垫块的接触摩擦力等。国标规定，对自粘性换位导线线圈因其良好的轴向稳定性，不需进行导线倾倒的校核。线圈沿轴向高度各线饼所处的幅向漏磁通不同，受到的轴向力也不同，要逐一校核其导线轴向倾倒的强度。对于非自粘性换位导线或局部采用非粘合的组合导线是容易发生倾倒的薄弱部位，在校核时应不被遗漏。 此外，国标规定，对每个绕组受到的最大压缩力、绕组最大端部推力（作用于夹件）以及铁心拉板的拉伸应力等也应校核。 3.5 变压器内绕组幅向机械强度校核的实例 如表3所示的几台变压器，有些在外部短路后发生了严重变形故障或未承受住突发短路试验、有些则经受住了外部短路故障或突发短路试验。通过对其机械强度的校核计算，从正反两个方面，对运用国家标准提出的校核原则进行了实践。 表3 变压器内绕组幅向机械强度的校核实例的验算 变压器序号 承受住外部短路或短路试验 绕组变形形态 1 否 1 18 1350 46.9 48 6 2 否 自由翘曲变形 110 1050 9.2 86 28 3 否 4 是 5 是 无变形 10.5 794 12.8 81 4 强制翘曲变形 内绕组电压等级（kV） 18 1350 线圈平均直径D ( mm) 总幅向力Fr 式（4） 46.9 ( MN) 48 绕组段数 N1 6 绕组每段导线根数N2 自由翘无变形 曲变形 35 10.5 842 936 9.4 88 24 5.95 130 13 36 绕组内撑条数 N3 绕组内撑条间的跨距L 118 (mm) 单根导线在单一跨距中2262 点受力F，式（10） (N) 6.7 导线规格 n/bh 29/1.8 (mmmm) 非自粘 90 导线Rp0.2 (N/mm2) 导线惯性矩I，式（8）94.4 或（9） (mm4) 绕组平均环形压缩应力74.1 c，act，式（5）或（6） (N/mm2） 28 按GB1094.5的环形压 缩的许用应力 导线弯曲应力b，式(7) 636 (N/mm2) 81 按GB1094.5的导线弯 曲许用应力 (N/mm2) 36 118 2262 20 165 95.5 16 165 139.1 32 92 55 24 104 823 17/1.76.7自粘 120 1685* 32.5 29/1.86.7 2.1210.6 1.78.5 4.2513.2 自粘 160 90 90 90 19854 8.42 3.48 84.4 74.1 27.1 49* 9.9 96 43.9 144 28 496 81 28 1401 81 28 31.8 81 72 91.8 108 由表3看出： 序号1是一台大型升压变压器，在发生非同期冲击时，低压绕组严重变形损坏。该低压绕组采用非自粘性换位导线，机械强度极差，绕组平均环形压缩应力和导线弯曲应力均明显高于国家标准的许用值。如果换成同样规格、RP0.2为160 N/mm2的自粘性换位导线，其幅向强度已能满足国标要求，如表3中的序号1所示。 序号2和序号3变压器在运行中外部短路时内绕组发生严重变形故障，图15变形绕组是序号2变压器，图16的变形是序号3变压器。经验算，序号2变压器的中压绕组的平均环形压缩应力（27.1N/mm2）与国标的许用值（28 N/mm2）接近，但导线幅向弯曲应力明显超过国标许用值，严重变形是必然的。序号3的内绕组平均环形压缩应力和导线幅向弯曲应力均明显超过国标许用值。 序号4变压器承受住了运行中的外部短路，内绕组的平均环形压缩应力和导线弯曲应力均低于国家标准的许用值，合格。该变压器的低压绕组虽未采用自粘性换位导线，但导线幅向厚度大，且电流密度低，机械强度强，在运行中承受住了数分钟的外部短路，绕组未发生变形。 序号5变压器的内绕组采用自粘性换位导线，承受住了外部短路试验。各机械应力均满足国标要求。 4 变压器调试中几个重点试验项目 4.1 绝缘电阻和介质损耗因数测试 4.1.1 变压器绕组绝缘电阻、吸收比和极化指数测试 变压器绝缘电阻取决于绝缘状况、几何尺寸和绝缘油的绝缘电阻等因数；绝缘电阻的吸收比增加反映吸收过程，有利于对不良绝缘状况的判断；极化指数延长了测试时间，对大容量高绝缘电阻的变压器绝缘状况的判断更准确。 进行该项测试时，变压器所有绕组均应分别短路；每次测量前充分接地放电（不少于10分钟）；排除套管外表面脏污的影响（如采用瓷套根部屏蔽的方法）；拆除套管周围的临时接地体，如脚手架等，避免形成空间的泄漏电流（对气候潮湿时尤其重要）。 4.1.2 变压器绕组绝缘的介质损耗因数测试 根据变压器的主绝缘结构，绕组绝缘的介损可以看成纸和油两部分串联介质的介损。 tg Kp tgp Ko tgo 式中 tg 绕组绝缘的介损； tgp 纸绝缘的介损； tgo 油绝缘的介损； Kp、Ko 纸和油绝缘介损的折算系数，取决于绝缘的 尺寸和介电系数等。 通常，对于110500kV变压器，Kp Ko 0.5 tg 0.5 tgp0.5 tgo 通常在常温下 tgo 0 则 tg 0.5 tgp 上式表明了绕组绝缘介损(测量值)与纸介损的关系,也就是说,绕组绝缘介损基本上反映纸的绝缘状况,其判断绝缘状况的有效性较高。 测试变压器绕组绝缘介质损耗因数时注意：被测绕组及非被测绕组（或接地绕组）均应首尾短路。如果绕组首尾不短接，当绕组一端施加交流电压时，由于磁耦合和电容的作用，绕组各点的电位及其相角不同，会对介损测试造成误差；排除套管外表面脏污及周围的临时接地体（脚手架等）杂散电容的影响。 当绕组绝缘的介介质损耗因数较高时，应测试相应温度下的绝缘油的介损，以区别纸和油的状况。 4.1.3 变压器套管的介质损耗因数测试 测试方法 采用西林电桥“正接线”测量，即套管高压端加压，末屏接入电桥测量。对于安装在变压器上的套管测量时，所有绕组均应短路（接地 或加电）。因为未短路的绕组各点电位和相角是不同的，通过杂散电容对被测套管电容芯形成干扰，对套管介损测量带来误差。 测试注意事项 套管电容量较小，容易受到各种干扰。套管法兰应可靠接地。排除瓷套表面脏污，并避免近处有带电或接地体（包括临时的各种脚手架等）。 来自高压端的影响 如图24（a）所示，套管电容芯等值为两个电容Cx1和Cx2的串联。如具有很大损耗的C0并联在试品上，很明显，将使介损测试值增大，形成介损测试的“正误差”。很大损耗的C0是瓷套表面的脏污和潮湿空气。高压引线离瓷套距离过近，引线对电容芯的较大分布电容，将会增大瓷套表面潮污对介损测量的“正误差”。因此，在潮污情况下测量，高压引线与套管的夹角应尽量大（力争大于90）。至于潮污本身，尽量避免是比较常用的方法。 图 24 来自高压端和接地端的影响 . 来自接地端的影响 如图 24（b）所示，很大损耗的C0 与接地端有密切的电容耦合。 该C0可能是脏污，也可能是套管法兰没直接接地（例如，通过介损大的木支架接地）等因素，表现为套管电容芯的一部分与地之间有较大损耗的杂散电容。该类影响使套管介损测试值偏小，形成“负误差”。如图 24（c）相量图所示，CX2的端电压U0，在CX2 和C0上形成的电流分别是IX和I0，其和电流I流过CX1。套管高压端电压U与IX的夹角将比U与IX的夹角大，前者反映套管介损值比实际值偏小，有时甚至是负值。例如，套管法兰经木方坐落在钢铁支架上，法兰未接地，该木方就是C0，造成介损测试值为负值。将套管法兰直接接地后，测试介损正常。在南方梅雨季节，气候特别潮湿，这时的介损测试值往往是不真实的。如前所述，分布在瓷套表面的脏污会使介损测试值增大（第1种影响情况）；瓷套表面潮污过大的电流流入地（即套管法兰），会使介损测试值减小（第2种影响情况）。这样，一“正”一“负”的误差，真实的介损值为多少？它经常使现场测试人员感到困惑。如果按本节分析，注意高电压测试线的角度，拆除被试设备周围接地体的杂散干扰，并尽量避免不良气候，是可以测准介损的。有时，将紧靠接地法兰的一个瓷套裙边吹干，即将C0切断，可有效解决介损测试值的“负误差”问题。 关于电场干扰，采用“倒相法”或“移相法”是比较成熟的方法。近年，微机型介损测试仪已普遍使用，具有较好的抗电场干扰性能。 此外，对于三相套管进行相互和历次试验结果比较的方法，可提高判断的准确性。 介损测试值不进行温度换算： “规程”规定，电容型套管（包括电容型电流互感器）的介损测试值一般不进行温度换算，这是根据电容芯的特有性能规定的。应该说，各种类型绝缘的介损有不同的温度系数，并且即使同一种绝缘，因其状态不同，介损的温度系数也不同。例如，纯变压器油的绝缘结构，以电导损耗为主，一般具有上升的介损温度曲线，即温度升高，介损增大。其含水量越多的，对温度越敏感。油纸电容型套管绝缘主要是电容屏间的油浸纸，介损以油浸纸的极化损耗为主。含水量少的良好油浸纸，在2060范围内，因温度升高，油黏度下降，极性分子的运动摩擦损耗下降，所以介损值随温度升高反而减小。当油浸值含水量高时，电导损耗为主，介损随温度升高而上升。含水越多的，介损值随温度升高而增大越明显。由此，提倡在4050的变压器油温下测量套管介损，这时介损不合格的，自然反映绝缘中含水多；介损合格的，含水少。因此，不进行套管介损的温度换算，不会将合格的误判断为合格，还有利于提高发现不良套管的灵敏度。同理，在较低的温度（低于20）下，因油黏度增加而导致介损上升，这种现象在寒冷地区的交接试验中时有发生。同样的道理也适用于变压器的介损测量，只是变压器绝缘介损的温度曲线较套管不明显。 （介质“极性粒子”在电厂的作用下翻转，翻转时的挤压，产生损耗介损。好的套管，随着温度的升高，介损下降，变压器也是一样。受潮后，介损会升高） 4.2 变压器绕组直流电阻测试 4.2.1 仪器 双臂电桥和高精度的数字电压表和电流表（伏安法）。 4.2.2 测试注意事项 电压线应尽量短和粗些； 电压和电流线与被测绕组的端子应可靠连接（用螺栓拧紧）； 明确区分电流和电压线，并确保电压线接在电流线的内侧（从被测绕组看），避免电压线接头流过测试电流； 切断测试电流时，有过电压产生，防止设备和人员受到伤害。同一变压器的其他非测试绕组的端子及其引线间应可靠绝缘。 4.2.3 缩短测试时间的方法 恒流源法： 如图25（a）使用专门的仪器“恒流源”，改变电势E的大小， 图25 缩短测试时间的原理 维持电流I 不变，缩短充电时间。图 25（a）中，r 和L分别为被测绕组的直流电阻和电感。直流电势E施加在绕组两端后，因绕组内磁场不能突变，充电电流I缓慢上升： E（ 1 e1/T ） r L充电时间常数 T r I 一段时间后（一般为34 T ），电流稳定，I 0 = E，线圈内有r 稳定的磁通，可测得正确的直流电阻值。如果图21中，电势E是自动可变的恒流源，充电初期E值很高，使电流迅速接近I 0 值，然后降低电势为E0 I 0 r ，实现快速充电，如图21（b）所示。过去没有恒流源，采用高直流电势（12V或24V蓄电池）加于绕组两端，但电流迅速增长并接近I 0时，人工串入电阻R，使I 0E /（rR），也能实现快速充电。 助磁法： 仅适用于低压绕组的测量。将同相同极性的高压绕组串入测试的电流回路，借助高压绕组高的直流安匝使铁心饱和，电感减小，达到缩短充电时间的目的。这时，再使用恒流源，缩短时间的效果会更明显。 4.2.4 三角形接线绕组直流电阻的测量 一些大型变压器，特别是三相五柱铁心变压器的低压绕组已在油箱内部接成三角形接线，给直流电阻的