5. Cấu trúc nội dung của luận án
4.6.3 Ứng suất ngắn mạch tổng hợp MBAVĐH
Ứng suất lực điện từ ngắn mạch
Kết quả từ tài liệu [9] cho thấy giá trị ứng lực x và z theo bề dày cuộn HA và CA với các đường thẳng ở các tọa độ: vị trí biên trong (x0), ở giữa (x1) và biên ngoài (x2) cuộn CA và HA được thể hiện ở Bảng 4.5
Bảng 4.5 Bảng giá trịứng suất lực ở 3 vị trí theo bề dày cuộn HA và CA
Ứng suất lực lớn nhất tại các vị trí (N/m2) Cuộn HA Cuộn CA Hướng kính (x) Hướng trục (z) Hướng kính (x) Hướng trục (z) Biên trong (x0) 0,11. 107 1,948. 107 -3,427. 107 0,94. 107 Ở giữa (x1) 2,872. 107 2,071. 107 -1,616. 107 1,153. 107 Biên ngoài (x2) 5,444. 107 1,558. 107 0,12. 107 0,57. 107 Từ các kết quả phân bố ứng lực lớn nhất ở trên có thể tính được tổng ứng lực xz cho như Bảng 4.6. Thành phần tổng suất lực điện từ ngắn mạch lớn nhất là ở cạnh ngoài cuộn HA (tính theo bề dày cuộn dây)
Bảng 4.6 Bảng kết quả phân bốứng suất có giá trị lớn nhất giữa phương pháp PTHH 3D
mặt cắt và PTHH 3D [9] Phân bốứng suất max PTHH 3D (mặt cắt) PTHH 3D Tổng ứng suất xyz (N/m2) Cuộn HA 5,444.107 5,789.107 Cuộn CA 3,427.107 3,975.107
Để khảo sát chi tiết hơn về lực điện từ ngắn mạch tại khu vực cạnh ngoài cùng cuộn HA, tài liệu [9] đã khảo sát tại 11 vị trí như Hình 4.30
(a) (b)
Hình 4.30 Các đường khảo sát (a) trên cuộn HA và hình chiếu bằng 11 vị trí khảo sát (b)
[9]
Trên mỗi đường thẳng khảo sát ta thấy ứng lực điện từ ngắn mạch lớn nhất nằm tại vị trí giữa của đường thẳng (tức giữa cuộn dây theo chiều cao). Nhìn đồ thị Hình 4.31 ta thấy rằng trên 10 đường khảo sát thì vị trí giữa của đường thẳng tại các vị trí
Đường thẳng khảo sát
129
4 và 6 có giá trị lớn nhất, tức vùng vách cong phía ngoài của cuộn HA có ứng suất lực lớn nhất.
Hình 4.31 Phân bốứng suất lớn nhất trên cuộn HA [9]
Kết quả về ứng suất lực điện từ ngắn mạch MBA VĐH 630 kVA từ tài liệu [9] được sử dụng để tính toán ứng suất ngắn mạch tổng hợp ở phần tiếp theo
Ứng suất ngắn mạch tổng hợp MBA VĐH 630 kVA
Ứng suất tác dụng vào dây quấn MBA khô, tẩm cách điện epoxy là tổng xếp chồng ứng suất do lực điện từ; ứng suất do độ chênh lệch nhiệt độ giữa dây quấn và epoxy; và ứng lực do phân bố nhiệt độ không đồng đều ở lớp epoxy.
Sau khi xác định được giá trị ứng suất lực điện từ và ứng suất nhiệt, ta có thể tính ứng suất tổng hợp phân bố theo chiều cao cuộn HA. Phân bố ứng suất ngắn mạch tổng hợp ở cạnh ngoài cuộn HA được thể hiện trong đồ thị Hình 4.32
Hình 4.32 Phân bốứng suất ngắn mạch tổng hợp ở cạnh ngoài cuộn HA
Ứng suất lực ngắn mạch tổng hợp lớn nhất ∑_HA = 65,85 MPa tại vị trí giữa cuộn dây HA (theo chiều cao y). Như vậy ứng suất lực tổng hợp này vẫn nhỏ hơn ứng suất cho phép của đồng [Đồng] = 120 MPa [87] và epoxy [epoxy] = 100MPa [88].
130
4.7 Đánh giá sự phụ thuộc cường độ điện trường lớn nhất vào bán kính cong r của cuộn dây
Đối với MBA, vấn đề phân bố cường độ điện trường trong môi trường cách điện là vô cùng quan trọng và luôn chi phối việc quyết định thông số kết cấu cách điện của máy. Tính toán chính xác bố trí cách điện là bài toán phức tạp thường phải giả thiết môi trường cách điện là đồng nhất; vì vậy kết quả tính toán cần được kiểm chứng với kết quả thực nghiệm.
Khoảng cách cách điện chính giữa cuộn CA và cuộn HA cần xác định phân bố cường độ điện trường qua epoxy và vùng không khí này.
Hình 4.33 Bốtrí cách điện giữa cuộn dây HA và cuộn dây CA
Cường độ điện trường của ống trụ đồng tâm được tính theo công thức Peek như sau [89]: 𝐺𝑥 = 2 𝜀𝑥⋅ 𝐷𝑥 ⋅ 𝑈𝑚𝑎𝑥 ln𝐷2 𝐷1 𝜀1 + ln𝐷𝐷3 2 𝜀2 + ⋯ + ln𝐷𝐷𝑛 𝑛−1 𝜀𝑛−1 (4.1)
Nếu thay logarit cơ số tự nhiên, bằng logarit cơ số 10, ta có: 𝐺𝑥 = 2 2,3 ⋅ 𝜀𝑥 ⋅ 𝐷𝑥 ⋅ 𝑈𝑚𝑎𝑥 lg𝐷𝐷2 1 𝜀1 + lg𝐷𝐷3 2 𝜀2 + ⋯ + lg𝐷𝐷𝑛 𝑛−1 𝜀𝑛−1 (4.2) Trong đó
Gx : gradient ứng với đường kính Dx
D1, D2, D3… là đường kính mặt trụ các lớp điện môi 𝜀𝑥 là hằng số điện môi của vật liệu tương ứng
131
Vùng nguy hiểm nhất cần kiểm tra cường độ điện trường ở đây là phần đầu dây quấn đối diện nhau. Ở phần cuối, các đường sức điện trường dày hơn bởi cường độ điện trường lớn hơn. Sự tăng cao của cường độ điện trường phần cuộn dây tỷ lệ với 𝑟+𝑎
𝑟 đặc trưng chỗ uốn cong của điện cực.
Hình 4.34 Phân bốđiện trường hai đầu dây quấn [90]
Quy trình tính cường độ điện trường tại vị trí này được thực hiện như sau: ta tính cường độ điện trường Gx (G1, G2…) ở vùng tương ứng với Dx (D1, D2 …), sau đó tính cường độ điện trường Gmax:
Gmax = k.Gx (4.3)
k là hệ số xác định theo đồ thị ở Hình 4.35.
Hình 4.35 Hệ sốtăng cao cường độđiện trường phụ thuộc vào tỉ số𝑟+𝑎
𝑟 [90]
Kết quả tính toán từ công thức Peek được ứng dụng mở rộng cho trường hợp dây quấn hình chữ nhật.
Với máy biến áp MBAVĐH 630 kVA-22/0,4 kV có điện áp sơ cấp 22kV thì theo TCVN-6306-3 (IEC 60076-3) điện áp chịu thử tần số công nghiệp ngắn hạn (giá trị hiệu dụng) là 50kV.
Trường hợp bán kính bên trong của cuộn HA: r = 12mm. Hằng số điện môi của epoxy[79]: 𝜀𝑒𝑝𝑜 = 4,2
132
D1(mm) 124 D2(mm) 129 D3(mm) 159 D4(mm) 164
Hình 4.36 Điểm xác định cường độđiện trường
Cường độ điện trường tại điểm 1: 𝐺1 = 2 2,3.4,2⋅ 50 lg129124 4,2 + lg159129 1,0059+ lg164159 1,0059 = 3,23 𝑘𝑉/𝑚𝑚 (4.4)
Cường độ điện trường tại điểm 2: 𝐺2 = 2 2,3.1,0059⋅ 50 lg129124 4,2 + lg159129 1,0059+ lg164159 1,0059 = 0,74 𝑘𝑉/𝑚𝑚 (4.5)
Cường độ điện trường tại điểm 3: 𝐺3 = 2 2,3.1,0059⋅ 50 lg129124 4,2 + lg159129 1,0059+ lg164159 1,0059 = 0,60 𝑘𝑉/𝑚𝑚 (4.6)
Cường độ điện trường tại điểm 4: 𝐺4 = 2 2,3.4,2⋅ 50 lg129124 4,2 + lg159129 1,0059+ lg164159 1,0059 = 2,44 𝑘𝑉/𝑚𝑚 (4.7)
Cường độ điện trường tính toán như trên chỉ đúng với môi trường đồng tính. Vùng nguy hiểm nhất cần kiểm tra là phần đầu của dây quấn đối diện nhau. Sự tăng
133
cao của cường độ điện trường phần đầu dây quấn phụ thuộc vào tỷ số 𝑟+𝑎
𝑟 , đặc trưng ở chỗ uốn cong của điện cực
Như tính toán trên ta thấy cường độ điện trường tại điểm 1 là lớn nhất. Bán kính cong của dây đồng tại vị trí tiếp giáp epoxy là 12mm khi đó 𝑟+𝑎
𝑟 =12+30
12 = 3,5 đó k =1,65
Gmax = 1,65. G1 = 5,33 kV/mm
Cường độ điện trường này nhỏ hơn điện trường đánh thủng của epoxy[79]: Gmax epoxy = 20kV/mm do đó MBA bị đánh thủng cách điện.
Để đánh giá sự phụ thuộc giá trị cường độ điện trường lớn nhất vào bán kính cong r của dây quấn ta tiến hành tính toán cho các trường hợp bán kính cong dây quấn khác nhau. Vì kích thước bề ngang lõi thép là 180 mm nên chọn r lớn nhất là 90 mm và nhỏ nhất là 2mm, để vừa mang tính tổng quát và cũng vừa giảm thời gian tính toán, mô phỏng, ta chọn 6 trường hợp khảo sát: r = 2; 5; 12; 30; 40; 90 mm. Kết quả tính toán được thể hiện trong Bảng 4.7.
Bảng 4.7 Kết quảtính cường độđiện trường lớn nhất của 6 trường hợp
Bán kính cong r (mm) Hệ số tăng cao cường độ điện trường (k) Gmax (kV/mm) 2 2,6 8,39 5 2 6,46 12 1,65 5,33 20 1,45 4,68 30 1,3 4,19 40 1,22 3,94 90 1,1 3,53
Nhìn vào bảng cho thấy bán kính cong r của cuộn dây tăng thì giá trị điện trường lớn nhất tại phần đầu dây quấn (chỗ uốn cong điện cực) càng giảm. Ta có thể quan sát rõ hơn xu thế giảm của Gmax trên đồ thị Hình 4.37.
134
Hình 4.37 Sự phụ thuộc cường độđiện trường lớn nhất vào bán kính cong cuộn HA
Kết quả cho thấy rằng khi chế tạo cuộn dây MBA có bán kính cong r nhỏ, tức gần cuộn dây gần hình chữ nhật, chiều dài cuộn dây nhỏ nhất thì trọng lượng đồng là nhỏ nhất nhưng lúc đó phải trả giá là cường độ điện trường tại chỗ uốn cong dây quấn là lớn nhất. Đồ thị Hình 4.37 chỉ ra rằng khi thay đổi bán kính từ vuông đến tròn thì cường độ điện trường lớn nhất sẽ tăng lên 57,7%.
Khi tiến hành thiết kế cuộn dây hình chữ nhật của MBAVĐH việc tìm bán kính cong r của cuộn dây thỏa mãn đồng thời cả ứng suất lực điện từ và cường độ điện trường không vượt qua giới hạn cho phép. Khi đó, việc tìm ra bán kính cong r hợp lý để thỏa mãn các điều kiện về tản nhiệt, cách điện, trọng lượng dây quấn là nhỏ nhất đồng thời đảm bảo ứng suất lực ngắn mạch tác động lên cuộn dây là rất cần thiết.
4.8 Kết luận chương 4
Trong chương này, tác giả thực hiện tính toán mô phỏng phân bố nhiệt MBA khô bằng phương pháp PTHH giải bài toán động lực học chất lưu CFD với các thông số nhiệt của vật liệu epoxy được biểu diễn gần đúng dưới dạng hàm theo nhiệt độ. Các thông số nhiệt của vật liệu epoxy thu được từ thực nghiệm đã thực hiện ở CHƯƠNG 3. Tác giả đã thực hiện mô phỏng phân bố nhiệt MBA 320kVA 22/0,4kV ở trường hợp tải định mức, 70% tải định mức, 50% tải định mức. Kết quả mô phỏng được so sánh với kết quả thử nghiệm thực tế cho thấy sai số không quá 5%.
Trên cơ sở mô hình đã kiểm chứng, tác giả đã mô phỏng phân bố nhiệt MBA ở chế độ 150% tải định mức và trường hợp ngắn mạch sự cố phía hạ áp MBA 320kVA. Từ kết quả phân bố nhiệt trong trường hợp MBA 320kVA ngắn mạch sự cố có thể mô phỏng và phân tích được ứng suất nhiệt động ngắn mạch. Mô phỏng tính toán được thực hiện bằng phần mềm mô phỏng tương tác đa môi trường Ansys Workbench.
Tại thời điểm MBA 320kVA ngắn mạch nhiệt độ nóng nhất là tại cuộn HA pha B, độ chênh nhiệt độ giữa dây quấn và lớp epoxy tiếp xúc dây quấn là 130℃. Ứng
135
suất nhiệt lớn tại vùng biên tiếp xúc giữa dây quấn và epoxy nhất là 33 MPa bằng 50% ứng lực điện từ lớn nhất. Ứng suất lực ngắn mạch tổng hợp lớn nhất ∑_CA = 65,77 MPa tại vị trí giữa cuộn dây (theo chiều cao y).
Trong nội dung của chương này, tác giả cũng thực hiện mô phỏng tính toán xác định ứng suất tổng hợp cho MBA VĐH 630 kVA-22/0,4 kV. Kết quả mô phỏng cho thấy Ứng suất lực ngắn mạch tổng hợp lớn nhất ∑_HA = 65,85 MPa tại vị trí giữa cuộn dây HA (theo chiều cao y). Ứng suất lực tổng hợp này vẫn nhỏ hơn ứng suất cho phép của đồng [Đồng] = 120 MPa [87] và epoxy [epoxy] = 100MPa [88].
Cũng trong chương 4, tác giả đã đánh giá sự phụ thuộc của phân bố điện trường vào bán kính cong của cuộn dây do ảnh hưởng của cấu trúc lõi thép VĐH. Kết quả cho thấy rằng khi chế tạo cuộn dây MBA có bán kính cong r nhỏ, tức gần cuộn dây gần hình chữ nhật, chiều dài cuộn dây nhỏ nhất thì trọng lượng đồng là nhỏ nhất nhưng lúc đó phải trả giá là cường độ điện trường tại chỗ uốn cong dây quấn là lớn nhất. Đồ thị Hình 4.37 chỉ ra rằng khi thay đổi bán kính từ vuông đến tròn thì cường độ điện trường lớn nhất sẽ tăng lên 57,7%.
136
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Đóng góp khoa học của luận án
Luận án gồm có 4 chương. Luận án đã áp dụng phương pháp PTHH (phần mềm Ansys Workbench) cho phép xác định được phân bố nhiệt trên từng vị trí vòng dây trong trường hợp ngắn mạch sự cố nguy hiểm nhất phía hạ áp MBA; đồng thời, xác định được ứng suất nhiệt phân bố trong cuộn dây MBA và điểm có ứng suất nhiệt lớn nhất. Luận án cũng sử dụng những kết quả thực nghiệm giúp kết quả tính toán có độ chính xác cao hơn.
Luận án đã đạt được một số kết quả nghiên cứu mới sau đây:
• Xác định được phân bố lực ngắn mạch tổng hợp MBA khô bọc epoxy sử dụng lõi thép VĐH có tính đến ứng suất do phân bố nhiệt không đồng đều trong lớp epoxy và ứng suất do chênh lệch nhiệt độ giữa dây quấn và lớp epoxy có tính đến sự thay đổi các thông số α(T0C), (T0C), Cp(T0C).
• Đã tính đến sự phụ thuộc của phân bố điện trường vào bán kính cong của cuộn dây do ảnh hưởng của cấu trúc lõi thép VĐH. Bán kính cong của cuộn dây sẽ được lựa chọn cùng với yêu cầu về ứng suất lực điện từ ngắn mạch trong dây quấn.
• Xây dựng được mạch nhiệt thay thế tương đương MBA khô giúp giải nhanh và tìm được phân bố nhiệt độ MBA.
• Chế tạo thành công thiết bị đo QTT01 phục vụ cho thực nghiệm xác định biến động thông số nhiệt vật liệu epoxy theo nhiệt độ. Và xây dựng quy trình thực nghiệm để xác định các thông số nhiệt α(T0C), (T0C), Cp(T0C) của vật liệu epoxy.
• Việc áp dụng phương pháp PTHH phần mềm Ansys Fluent 3D, Ansys Structure 3D cho phép tìm ra phân bố nhiệt, ứng suất nhiệt trên từng vị trí vòng dây trong trường hợp ngắn mạch sự cố nguy hiểm nhất phía hạ áp MBA không chỉ hỗ trợ cho thiết kế chế tạo mà còn có vai trò quan trọng trong việc kiểm tra sản phẩm, giảm công sức thử nghiệm phá hủy MBA. Từ đó, giúp cho các nhà chế tạo làm chủ công nghệ chế tạo MBA khô ở Việt Nam
Hướng phát triển của luận án
Nghiên cứu có thể phát triển tiếp theo các hướng như sau:
• Đối với MBAVĐH do có cấu trúc đặc biệt của lõi thép kéo theo cả cuộn dây có cấu trúc hình trụ chữ nhật, cần quan tâm đến bán kính cong góc trụ chữ nhật để giảm xung lực vùng góc cuộn dây và phân bố cường độ điện trường phù hợp.
• Xây dựng một quy trình tính để xác định bề dày lớp epoxy tối ưu về cách điện đồng thời đem lại hiệu quả tản nhiệt tốt nhất cho các cuộn dây.
137
DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN
[1] Phạm Hồng Hải, Lê Đức Tùng, Đặng Quốc Vương, Phạm Văn Bình (2020),
Analysis of temperature distribution in amorphous core dry-type cast-resin
transformers via a finite element method, Tạp chí Nghiên cứu Khoa Học và công nghệ quân sự năm 2020, ISSN 1859 -1043, số 65, trang 55-62.
[2] Phạm Hồng Hải, Lê Đức Tùng, Đặng Quốc Vương, Phạm Văn Bình (2020),
Tính toán điện từtrường bằng phương pháp tích phân số - ứng dụng cho bài toán có cấu trúc dạng dây Tạp chí Khoa học và Công nghệ Trường đại học Công Nghiệp Hà Nội, ISSN 1859 -3585, số 2(56), trang 33-37.
[3] Lê Đức Tùng, Phạm Hồng Hải (2020), Áp dụng phương pháp tích phân số
mô phỏng điện từ trường của trạm biến áp, Tạp chí Khoa học và công nghệ Đại học Đà Nẵng, ISSN 1859 -1531, số 5(18), trang 1-5.
[4] Phạm Hồng Hải, Lê Đức Tùng, Đặng Quốc Vương, Đặng Chí Dũng, Lê Kiều Hiệp, Đỗ Tiến Công (2021), Nghiên cứu đặc tính nhiệt của vật liệu epoxy trong máy biến áp khô, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, ISSN 1859 -1531, số 7(19), trang 29-34.
138
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] S. Yurekten, A. Kara, and K. Mardikyan (2013), “Energy efficient green transformer manufacturing with amorphous cores,” Proc. 2013 Int. Conf. Renew. Energy Res. Appl. ICRERA 2013, no. October, pp. 534–536.
[2] T. Steinmetz, B. Cranganu-Cretu, and J. Smajic (2010), “Investigations of no- load and load losses in amorphous core dry-type transformers,” XIX Int. Conf. Electr. Mach. - ICEM 2010, pp. 1–6.
[3] Đoàn Thanh Bảo - luận văn thạc sĩ khoa học (2010), “Nghiên cứu chế tạo máy biến áp có lõi thép sử dụng vật liệu vô định hình,” Viện Điện, Trường Đại học Bách khoa Hà nội.
[4] W. N. Harry, R. Hasegawa, L. Albert, and L. A. Lowdermilk (1991), “Amorphous Alloy Core Distribution Transformers,” Proc. IEEE, vol. 79, no. 11, pp. 1608–1623.
[5] M. Mouhamad, C. Elleau, F. Mazaleyrat, C. Guillaume, and B. Jarry (2011), “Short-Circuit Withstand Tests of Metglas 2605SA1-Based,” IEEE Trans. Magn., vol. 47, no. 10, pp. 4489–4492.
[6] B. Tomczuk, K. Zakrzewski, and D. Koteras (2003), “Magnetic Field and Short-Circuit Reactance Calculation of the 3-phase Transformer with Symmetrical Amorphous Core,” Int. Symp. Electromagn. Fields Electr. Eng. ISEF 2003 – 11th, pp. 227–230.
[7] B. Tomczuk and D. Koteras (2011), “Magnetic flux distribution in the amorphous modular transformers,” J. Magn. Magn. Mater., vol. 323, no. 12, pp. 1611–1615.