220 kV电力变压器引线绝缘分析及优化

殷连开，刘文秋，赵伟娟，李 昂

（广州西门子变压器有限公司，广州 510530）

0 引言

变压器的引线部分，一般包括各线圈之间的连接、线圈引出线与套管之间的连接以及调压线圈引出线与有载或无载开关的连线。引线绝缘同样属于变压器绝缘结构设计其中一个重要部分。变压器的引线都是带电导体，为保证变压器的安全运行，进行引线设计必须考虑引线对接地的金属构件，对油箱、对同相绕组、对异相绕组以及不同相的引线之间。引线的电位越高，引线对各部分的电场状况越差，在设计过程中需要特别注意。引线到金属件或者其他带电体的距离与导体形状、导体上包扎的绝缘厚度等相关。由于电力建设的发展的需要，目前大容量、超高电压的变压器越来越受客户的青睐，行业的竞争也达到了白炽化的程度。随着电压、容量的提高，引线的电气性能与温升性能必须兼顾，在满足电气安全裕度的情况下，经过对引线绝缘结构进行优化，从而降低变压器生产制造成本。

目前国内外部分论文对引线进行过电场的分析与研究[1]，通过分析220 kV 高压引线对升高座的电场，主要优化了升高座的结构[2]。介绍了220 kV 电力变压器引线结构改进，通过更改引线出头的方式，以确保产品更加紧凑[3]。通过电场仿真，分析变压器主绝缘主绝缘，提出一些标准化的设计原则，不过对引线电场介绍甚少[4]。只是针对500 kV 变压器高压出线装置电场分析及校核[5]。是关于不同导线温升计算推导与计算，但并没有考虑不同绝缘类型的温升以及比较相同条件下的电场。各文献有很多关于电场或温升计算[6-15]，本文基于以上研究的基础，综合比较基于相同背景下的引线分别采用包扎厚绝缘及分隔油隙这两种结构电场及温升。本文以一台SSZ-300 000/220 电力变压器，高压引线采用中部出线的结构为例，通过电场计算和温升计算的分析比较，提供一种既可以满足电气性能要求，又能满足温升要求的绝缘结构供相关人员参考，另外该结构具有降低变压器制造成本、提高市场竞争力等优点。

1 引线的电场分类及相关公式

1.1 引线间和引线到其他部分的绝缘距离

（1）引线到引线。不同电压等级的引线（包括引线对分接引线）之间的绝缘距离，是按照引线的工频或雷电冲击全波（折合成工频）试验电压较高的来确定绝缘距离的。分接引线之间的绝缘距离是由调压段各分接间的雷电冲击全波梯度决定的。

（2）引线到尖角（铁轭夹件等）油中的距离可以按照工频或雷电冲击全波（折合成工频）试验电压选取。

（3）引线到绕组引线到绕组的绝缘距离按它们的工频（包括感应试验）或雷电冲击全波（折合成工频）试验电压较高的来确定。

（4）引线对平面（比如油箱箱壁） 以一般的绝缘纸为引线绝缘，在干燥的情况下，变压器的耐电强度为40～50 kV/2.5 mm 时，可近似地用同轴圆柱电场的计算公式来计算引线表面的电场强度，以确定其绝缘厚度[7]。如图1 所示，对于这种结构，按照高斯定律，使用如下公式进行推导，可以计算任何区域的电场强度。

图1 n层圆柱导体绝缘结构

式（1）～（5）中：r为圆柱导体电极半径；l为单位长度；D为电通密度；S为闭合曲面；Ei是在电介质i中r处的电场强度；Di为电介质i中的电通密度值；U为电压值；τ为线电荷的密度值；εi为电介质i的介电常数；ε0为真空的介电常数；εr,i为电介质i的相对介电常数。

变压器绝缘材料的相对介电常数如表1[4]所示。

表1 相对介电常数

1.2 220 kV变压器高压首端包扎厚绝缘引线结构

对于220 kV 高压中部出线或者端部出线的产品，高压线圈首端引出线不可能直接连接到套管，必须通过连接件进行过渡，铜绞线由于其机械性不好，一般不建议使用，优先使用铜棒。根据相关的书籍或者资料介绍，对于高电压的引线，采用加包一定厚度的绝缘层的办法，来降低绝缘层外表面油中的电场强度；或者适当加大电极的曲率半径使引线绝缘表面的电场均匀[8]。按照GB1094.3-2017《电力变压器第3部分：绝缘水平、绝缘试验和外绝缘空气间隙》可知，220 kV 首端耐受的电压AC/LI/LIC/SI一般为395/950/1050/750，其中全波/截波/操作波折合成工频试验电压均小于395 kV。由于高压引线需从高压线圈引出，然后再连接到高压套管，该引线不可避免会经过夹件、油箱及箱盖等接地金属件。本文选取工频试验电压395 kV，铜棒的规格选取φ30，单边包扎15 mm绝缘，分析该引线对箱壁的电场。

包扎厚绝缘引线结构电场分析如下。首先根据以上的要求，结合CAD 等画图软件，快速建立模型进行分析。如图2 所示，模型中包括左侧的φ30 铜棒单边覆盖15 mm 绝缘以及右侧的油箱箱壁，铜棒到箱壁的距离为200 mm。为便于分析，忽略其他接地金属件对高压引线的影响。首先为模型中各零件定义材料，其中高压引线、油箱箱壁为金属件，高压引线包扎的绝缘为绝缘纸，其余定义为变压器油（克拉玛依25#）。绝缘材料电介质的相对介电常数按照表1 进行赋值。根据220 kV 等级相关的试验电压，为模型的各边界来定义电压值，高压引线赋电压值395 kV，油箱箱壁一般情况下是接地的，赋值为0。

图2 包扎厚绝缘引线结构电场强度

图3 包扎厚绝缘引线结构的安全裕度

选择专门的电场计算软件进行电场强度的E的仿真与校核，电场分析结果如图2～3所示。由图可见，原引线包扎厚绝缘结构最大电场强度值约5.76 kV/mm，出线在导线表面处，最小安全裕度为1.16。

1.3 更改后的分隔油隙引线绝缘结构

对以上包扎厚绝缘的引线绝缘结构进行改进，改成分隔油隙的绝缘结构。如图4 所示，改进后引线绝缘结构相比原来的有比较大的变化：模型中包括左侧的Φ30铜棒单边覆盖5 mm 绝缘，然后根据小油隙原理分隔出8 mm 的油隙，再覆盖3 mm 纸板，右侧为油箱箱壁，铜棒到箱壁的距离保持200 mm。

图4 分隔油隙引线结构电场强度分布

图5 分隔油隙引线结构的安全裕度

1.3.1 分隔油隙的引线电场分析

首先为模型中各零件定义材料，其中高压铜棒、油箱箱壁为导体，高压铜棒表面包扎绝缘为绝缘纸，分隔油隙的瓦楞纸板不赋值，最外层使用纸板覆盖，其余定义为变压器油（克拉玛依25#），绝缘材料电介质的相对介电常数按照表1 进行赋值；根据220 kV 等级相关的试验电压，为模型的各边界来定义电压值，高压引线赋电压值395 kV，油箱箱壁一般情况下是接地的，赋值为0。

选择专门的电场计算软件进行电场强度的E的仿真与校核，电场分析结果如图4～5所示。改进后结构最大电场强度值约5.78 kV/mm，同样出现在导线表面处，最小安全裕度为1.14。

1.3.2 电场强度分析

对比包扎厚绝缘与分隔小油隙这两种不同引线绝缘结构的电场，得到以下结论：（1）根据这两种结构中电场强度分析，最大场强值相差不大，最大场强值均出现在铜棒表面。（2）这两种结构最小安全裕度值差别不大。基于以上两点，改进后的引线绝缘结构也是可靠的。

2 导线温升计算及经济性分析

2.1 引线温升计算理论

电力变压器的温升限值是基于变压器运行的寿命（一般是绝缘材料的寿命）为考核。油浸式电力变压器通常是使用A 级的绝缘材料，其允许最高的温度是105℃，目前关于油浸式变压器热点寿命计算温度按照98 ℃衡量[13]。当温度超过热点温度后，每增加6℃，绝缘的老化率呈指数式的变化，严重影响变压器的寿命，因此对于引线的温升计算同样需要考虑。如果没有特别要求，对于A 级绝缘的变压器，温升限值需遵循IEC 或IEEE 标准。对于持续运行条件下，允许的引线温升=允许的最大导体温度-计算的最大油温-年平均温度。变压器内部热量的散出是靠热传导、辐射和对流来实现的。

引线中的热量主要由载流导体直流电阻、集肤效应以及线圈漏磁场引起的附加损耗等。流通电流的导体中所产生的热量首先经过绝缘的热传导方式传至绝缘外表面，然后通过对流方式进行散热传送至变压器油。引线相对与变压器油的温升大部分集中在绝缘层内温升ΔTi与绝缘表面的冷却介质之间的温升ΔTs[5]。

由传热学第一、第二定律可得：

式中：d为导线包扎的绝缘厚度，m；S为导线散热面积，m2；Q为导线的损耗，W；λ为绝缘材料导热系数，W/(m·K)；α为表面传热系数，W/(m2·K)。

2.2 引线损耗计算方法

引线载流导体中线圈漏磁场涡流效应引起的损耗的计算是非常复杂，并且该损耗很小，在电力变压器的计算中可以忽略。所以实际引线的损耗只考虑集肤效应所产生损耗Pk及电阻产生的损耗Pr，则导线的总损耗P可按照以下等式计算：

式中：k为集肤效应损耗系数，k=Pk/Pr。

铜棒中流过交流电流时，导体截面上的电流密度分布不均匀是因为集肤效应的存在，则单位长度铜棒的损耗P等效[5]：

式中：k为铜棒集肤效应损耗系数，%；D为铜棒的直径，m；J为平均电流密度，A/m2；ρ为电阻率，Ω m。

对于流通电流的导体如铜棒、铜排等，数值可由专业计算软件进行扫描计算而得[5]（其集肤效应损耗系数k是一关于导体尺寸的函数）。

2.3 铜棒温升计算

铜棒引线包扎绝缘的结构如图6 所示，按照式（6）～（7）可以得到圆铜棒的温升计算公式：

图6 铜棒包扎绝缘结构

式中：Q为单位长度引线的损耗，W。

图7 铜棒有限元分析磁场分布

2.4 铜棒温升计算结果分析

本文的SSZ-300000/220 电力变压器流过铜棒的额定电流为787 A，按照1.1 倍过电流为866 A 计算，导热系数λ=0.16 W/（m·K），表面换热能力α=100 W/（m2·K）。采用专门有限元温升计算软件分析，计算结果对比如表2所示。

表2 铜棒温升计算结果对比

因为分隔油隙结构的是先包扎5 mm 绝缘，油隙为8 mm，因此外层3 mm 的覆盖的纸板在计算温升的时候不考虑。根据以上计算的结果可知，这两种结构引线的温升相差10.8 K，分隔油隙的引线绝缘结构的温升计算中比厚绝缘的引线结构低了很多。另外在导体的绝缘包扎方面考虑，由于需要包扎的绝缘厚度比原来的减少了1/2左右，分隔油隙结构的绝缘包扎时间也比厚绝缘结构的节省一半工时，极大提高了产品的生产效率。

3 结束语

本文以SSZ-300 000/220电力变压器，高压引线采用中部出线的结构为例，通过电场计算、温升计算，分析对比铜棒包扎厚绝缘和铜棒采用分隔小油隙这两种不同的引线绝缘结构，得出以下结论：（1）在相同条件下，这两种结构在电场强度、最小安全裕度方面差别不大；（2）同样的条件下，导线的温升结果区别比较大，对于在变压器内部要求引线温升比较低的情况下，改进后的绝缘结构具用明显优势；（3）在导体绝缘覆盖方面，改进后的绝缘结构能够节省包扎时间。