環氧澆注干式變壓器雷電沖擊耐受電壓的瓶頸問題探討

張志立 沈山林 陳麗紅 張興旺 邵傳益

（上海置信電氣有限公司，上海 200336）

0 引言

雷電沖擊波屬于高頻沖擊波，具有電壓高、時間短、頻率高、波頭陡度大的特點。繞組的等值電路為電容、電感、電阻的復雜綜合體，雷電波傳播中產生的電位振蕩和復雜的電磁暫態過程，會引起局部場強大為升高，并易導致絕緣擊穿，對變壓器的危害極大。人們發現，即使按傳統試驗方法分別校核主、從絕緣強度并留有足夠裕度，在雷電沖擊試驗時也往往承受不住相應試驗電壓[1]。絕緣性能的優劣對于變壓器能否安全運行起著決定性作用，與油浸式變壓器的“油-紙”絕緣系統不同的是，環氧樹脂澆注干式變壓器是由絕緣材料和空氣（固體+空氣）組成的復合絕緣系統。雖然環氧樹脂的可耐受電場強度高達空氣的6倍，但是由于空氣與環氧樹脂的介電常數之比為1:4左右，因而在實際電場分布中作用于空氣的場強將高于環氧樹脂，這種矛盾直接影響干式變壓器的絕緣布局，在較高的雷電沖擊電壓下這一問題更加突出。國際公認的環氧澆注干變的基準沖擊水平（BIL）值為250 kV，即可制造66/77 kV級的干變[2]。因此，阻礙干式變壓器電壓等級進一步提升的技術瓶頸就包含雷電沖擊耐受電壓的提升，而人口密集的城市變電站也相當遺憾地無緣使用難燃、環保、安全的110 kV級干式變壓器產品。

本文針對環氧澆注干式變壓器雷電沖擊耐受電壓的提升問題進行分析以尋求解決方法，使干式變壓器的雷電沖擊耐受電壓達到480 kV（峰值），即達到110 kV級油浸式變壓器的標準值。

1 研究方法

進行雷電沖擊下的電場仿真分析并制造實物模型進行測試。

仿真分析方法：按1:1建立有限元分析模型，采用有限元方法計算繞組各細分單元的分布電容、電感、電阻參數[3]，相比純公式計算方法更加快速、實用、精準。在MATLAB Simulink中構建繞組的等效電路模型，通過在電路中施加雷電沖擊全波進行分析計算，再將計算出的各電路節點結果波形導入有限元分析模型中，計算不同時刻的電壓和電場分布狀況，即“場路耦合”的研究方法。

根據標準《高電壓試驗技術第1部分：一般定義及試驗要求》（GB/T 16927.1—2011），標準雷電沖擊全波如圖1所示。

圖1 標準雷電沖擊全波

波前時間T1=1.2×（1±30%）μs，半峰值時間T2=50×（1±20%）μs。

2 問題發現

2.1 常用分段層式結構的雷電沖擊試驗

采用35 kV級干式變壓器常用的分段層式結構進行一只繞組的試制（圖2），并借用一臺4 000 kVA干變的鐵芯進行雷電沖擊試驗，結果如圖3和圖4所示。

圖2 常用的分段層式繞組示意圖

圖3 313 kV雷電沖擊試驗時的波形

圖4 358 kV雷電沖擊試驗時的波形

首先，繞組在313 kV雷電沖擊電壓下波形完好（略高于文獻[2]所述250 kV）。將雷電沖擊電壓抬高到350 kV以上時，波形出現畸變，且在夜晚黑暗環境測試時能看見有電火光從繞組上部透出，但間隔幾分鐘后依然能在310 kV以下進行雷電沖擊試驗，也就是具有可恢復性。

2.2 仿真輔助分析

將該變壓器按1:1建立有限元分析模型（首端位于繞組上部，中性點端位于繞組下部），輸入480 kV標準雷電沖擊全波，計算出不同時刻的電場分布如圖5、圖6、圖7所示。

圖5 1.2 μs時刻電場分布圖

圖6 12 μs時刻電場分布圖

圖7 主空道與高壓繞組氣道內最大電場強度變化圖

在沖擊波進入后，首先是極高的電場強度集中在高壓繞組進線端（首端）附近，依次將繞組首端的外表面的空氣和前三個氣道擊穿，且第一個氣道的上部電場強度達5.4 kV/mm。沖擊波約12 μs時，高壓繞組氣道內的最大場強已下降至3.5 kV/mm以內，但是此時低壓繞組的外表面場強開始升高（最高達3.9 kV/mm），且電場強度呈現出由主空道向高壓繞組遞減擴散的趨勢，即主空道的空氣已被擊穿。隨著沖擊波的繼續發展，最大場強的位置發生振蕩位移，振蕩過程中雖然波動頻率減小，但高壓繞組氣道內的最大場強卻多次超過3.0 kV/mm；最后振蕩逐漸趨于穩定，氣道內場強降到3.0 kV/mm以下。

2.3 問題總結

通過上述實物繞組的試驗和仿真輔助分析，可以得出以下結論：

（1）文獻[2]關于BIL值為250 kV的論述有一定的事實根據，即干式變壓器具有雷電沖擊耐受電壓的瓶頸限制，常規的分段層式繞組雖然層間電容大，雷電沖擊特性優于餅式繞組，但止步于300 kV左右。

（2）在350 kV及以上雷電沖擊電壓時，因為繞組氣道和主空道內的空氣被擊穿而引起波形變形，其中繞組氣道內的空氣更是被多次擊穿，但擊穿的只是空氣，而繞組本身并沒有損壞，所以形成具有可恢復性的現象。《電力變壓器第11部分：干式變壓器》（GB 1094.11—2007）中也指出“干式變壓器在進行雷電沖擊試驗時，可能會出現空氣中的電容性局部放電……不能以示傷電流波形有輕微的畸變來作為拒絕該產品的理由[4]”，但是此時的放電現象顯然比較嚴重，已不是“輕微的畸變”現象，離認定為試驗合格或被用戶接受還有一定距離。

（3）高壓繞組靠近進線端（首端）周圍的外表面空氣在雷電沖擊波前期的場強較高，此處可能引起空氣擊穿放電。

因此，提升110 kV干式變壓器雷電沖擊耐受電壓問題的切入點就是在雷電沖擊過程中降低高壓繞組周圍空氣的電場強度而不被電離擊穿。

3 電場優化

3.1 優化原理簡述

變壓器繞組可視為電容、電感、電阻的復雜電路網絡。在沖擊波開始作用的瞬間，由于其等值頻率極高，此時電容起主要作用，稱為起始過程；隨后沖擊波的等值頻率逐漸降低，電感、電容和電阻都起作用，呈現的即為振蕩過程；最后當沖擊波的等值頻率繼續下探，由電感起主導作用而呈線性的穩態分布。電阻和電感是由繞組的尺寸大小、匝數等決定，因此常常將調整電容分布作為改善沖擊波影響的重要途徑。

繞組的等值電容可分為縱向等值電容和對地等值電容。對地電容是指繞組對鐵芯（或其他繞組）、繞組對外殼或地的電容；縱向電容則包括橫向的層間電容和縱向的匝間、段間電容。文獻中一般引入空間因數[1]（或稱為沖擊系數）：

式中：C為繞組對地電容；K為繞組縱向電容。

α值越大，表示C的分流作用越大，起始電壓分布越不均勻。因此，希望α值小，起始電壓陡度小，能夠改善沖擊性能。

常用的改善起始分布的方法有電容補償法、糾結式繞組、插入電容（也叫內屏蔽繞組）等。從分段層式繞組的結構來看，糾結式、電容補償法和端部靜電環的方法均不合適，而采用插入電容的方式最易實現。

3.2 優化方法

分段層式繞組本身層間電容大，即縱向電容大，而繞組內外表面具有的對地電容則要小得多，因此其α值較小，具有良好雷電沖擊特性的先天優勢，我們的優化改進也僅限于繞組的局部位置。

（1）從仿真分析可以看出，沖擊波首先對進線端（首端）的線匝、外表面及外側的氣道起到破壞作用，其次是中性點側（末端），因此首先就是對首、末端線匝的改善。將首、末端插入電容屏線，因為電容屏線是斷開懸空的，變壓器運行時并不通過電流，但在沖擊波的高頻特性下以電容的方式發生作用。首端的電容屏線可有3～6層，以增加等值電容；末端可比首端小一些。不采用電容屏線時也需其他方式增加入口電容，如選用寬電磁線，增加首段線匝的匝數和層數；首端采用雙并聯線段也是有效措施。

（2）對于氣道內空氣的擊穿問題，文獻[5]采用了在氣道周邊設置屏蔽的方法。通過仿真發現，經過對首、末端增加電容屏線的處理后，外側氣道內的最高場強值已有下降；只需再提高一下氣道兩側對應線匝層之間的互電容，因為氣道存在而使這個互電容減小，從而起到均壓、均場的作用，就基本可以抑制氣道內的空氣被擊穿。

（3）高壓繞組進線端周圍的外表面，有可能是界面極化效應引起樹脂與空氣交界面產生較高的電場強度。改善方法主要是增大曲率半徑改善端部場強分布。一是對進線端的這一段線匝選用厚度較大、棱邊圓弧增大的電磁線，同時首端承受電壓最高，對電磁線加強絕緣處理；二是保證整個線段在繞制時端部平整；三是對裸露的出線端子設置均壓環（罩）進行入口端的電場改善。

（4）分區補償：將繞組沿軸向分成4個區域，結合有限元方法的電容參數計算，合理配置每區的電容，實際上就是調整每層匝數使電容最佳分布，使沖擊電壓的分布更均勻。

（5）高壓繞組中部進線，繞組軸向對稱布置，此結構電場分布更優，可減小鐵軛絕緣尺寸，同時對提升雷電沖擊水平有幫助。但考慮運輸高度限制，對30 MVA以上容量采用端部進線的繞組結構時，須加大鐵軛絕緣距離，同時在繞組端部與鐵軛之間增設隔離角環。

通過上述優化方法，高壓繞組周圍的空氣電場有明顯改善，在仿真輔助分析下可以看出，除前15 μs時略高外（最高3.4 kV/mm），其余時刻氣道內最大場強均降到2.8 kV/mm以下，主空道內最大場強在2.5 kV/mm以下，如圖8所示。

圖8 優化后氣道最大電場強度變化圖

用以上優化方法制造的繞組一次性先后通過了432 kV和477 kV的雷電沖擊試驗，完成既定目標。

4 結語

通過對實物繞組的測試和仿真輔助分析，發現環氧澆注干式變壓器雷電沖擊耐受電壓不能進一步突破的原因不是環氧樹脂本身的性能受限，痛點在于常用的分段層式高壓繞組氣道內、首端外表面和主空道內的空氣因電場強度過高而被擊穿。本文提出對高壓繞組的首、末端設置電容屏線，改善繞組首端線段的電場分布，對氣道兩側對應線匝層之間增大互電容等主要優化方法，使環氧澆注干式變壓器雷電沖擊耐受電壓達到480 kV油浸式變壓器標準值。事實上，由于干式變壓器是戶內安裝使用的裝置，其雷電沖擊電壓標準要低于480 kV。同時，筆者也認為110 kV是干式變壓器制造的電壓等級極限。