天然酯絕緣油對電力變壓器繞組溫升及過負載特性的影響

劉彥男，王浩名，杜振斌，張喜樂，張亞杰，王建民

（1. 河北工業大學a. 省部共建電工裝備可靠性與智能化國家重點實驗室；b. 河北省電磁場與電器可靠性重點實驗室，天津 300130；2. 保定天威保變電氣股份有限公司 河北省輸變電裝備電磁與結構性能重點實驗室，河北 保定 071056；3. 華北電力大學（保定） 電力工程系，河北 保定 071003）

0 引言

油浸式變壓器作為電力系統中傳輸電力的重要設備之一，正朝著特高壓、智能化、節能環保和安全可靠的方向發展。變壓器油起著絕緣和冷卻的作用[1]，目前，礦物絕緣油廣泛應用于大型油浸式電力變壓器中。然而，近年來，隨著國內外新型絕緣油研究的深入與發展，天然酯絕緣油較傳統礦物絕緣油的優勢逐漸被世人認知與接受[2-5]。

文獻[6]建立了配電變壓器溫度場的仿真分析三維模型，采用有限元法求解該模型的流體-溫度場，得到配電變壓器的整體溫度分布及熱點溫升。文獻[7]建立了變壓器二維簡化模型，對比分析了植物絕緣油和礦物絕緣油對配電變壓器熱點溫度及繞組溫度分布的影響，分析了不同入口油速、不同變壓器絕緣油對配電變壓器熱點溫度的影響。文獻[8]利用Fluent 軟件對天然酯絕緣油配電變壓器進行仿真分析，并通過加寬油道改善天然酯絕緣油變壓器的溫度場分布。文獻[9]對天然酯絕緣油配電變壓器和礦物絕緣油配電變壓器的變負載特性進行了仿真分析。目前，有關天然酯絕緣油配電變壓器繞組溫升方面的研究文獻較多，并且大多數研究都沒有考慮繞組損耗的不均勻分布，甚至沒有考慮變壓器油理化參數隨溫度變化對繞組溫升的影響，而且對于110 kV 及以上電力變壓器繞組溫升特性方面的研究很少。

本文以1 臺型號為SZ11-50000/110 的電力變壓器產品為研究對象，利用MF2D 有限元專用軟件計算出變壓器繞組的渦流損耗，并考慮繞組損耗的不均勻分布對變壓器繞組溫度分布的影響，通過流固耦合的仿真計算，對比分析FR3 天然酯絕緣油變壓器和25#礦物絕緣油變壓器繞組的溫升特性；根據負載系數，改變熱源密度，對二者的過負載特性進行仿真研究，在考慮兩種絕緣油變壓器各自溫升限值的條件下，比較二者的過負載能力。

1 熱源密度分析與計算

1.1 變壓器損耗計算

在電力變壓器設計和運行中，內部溫升是影響變壓器設計參數及運行穩定性的重要因素之一。溫升是電力變壓器內部運行時產生損耗引起的，油浸式電力變壓器內部的主要熱源由空載損耗和負載損耗組成。空載損耗實質是鐵心產生的損耗，可近似為鐵損。負載損耗包括繞組損耗和雜散損耗。雜散損耗對繞組溫度場的影響很小，因此計算時不考慮雜散損耗的影響。繞組損耗由直流電阻損耗、渦流損耗組成。在本研究中，鐵心損耗和繞組損耗共同作為變壓器的內部熱源。

變壓器在最小分接的時候，繞組損耗最大，變壓器溫升最高，因此計算溫度場要在最小分接的情況下進行。有限元專用軟件MF2D可用來計算繞組的渦流損耗，加上直流電阻，即可得到繞組總損耗。

由MF2D 計算出的繞組渦流損耗如圖1 所示。從圖1可以看出，渦流損耗兩端大中間小，損耗分布并不是對稱的，繞組底端的損耗要略大于頂端，這是因為本研究的變壓器調壓繞組相對于其他繞組是不對稱的，位于中部偏下的位置，導致繞組之間的安匝和漏磁場分布上下不對稱。

圖1 繞組渦流損耗Fig.1 Eddy-current loss of winding

為了驗證計算方法的準確性，將計算值與實測值做對比。表1 為最小分接時，三相高、低、調壓繞組損耗與阻抗電壓的計算值和實測值。

表1 繞組損耗及阻抗電壓的計算值與實測值Tab.1 Calculated values and measured values of winding loss and impedance voltage

由表1 可知，負載損耗計算值與實測值的相對誤差小于1.1%，阻抗電壓的相對誤差小于4%，驗證了計算方法的準確性。

1.2 熱源密度計算

繞組渦流損耗與直流電阻損耗相加即可得到繞組損耗，繞組損耗最終以熱源密度的形式加載到Fluent軟件中，熱源密度計算公式如式（1）所示。

式（1）中：qv為熱源密度，W/m3；P為變壓器繞組或鐵心的損耗，W；v為熱源的體積，m3。

通過計算，繞組熱源密度沿其高度的分布如圖2所示。從圖2可以看出，熱源密度分布曲線與渦流損耗分布曲線大致相同，其中低壓繞組熱源密度對稱性較差，底端與頂端相差3.6%。

圖2 繞組熱源密度Fig.2 The heat source density of winding

2 仿真模型及參數設定

2.1 物理模型建立

圖3 為建立的SZ11-50000/110 型電力變壓器二維軸旋轉模型，上端為出口，下端為入口；最左端為鐵心，中間設有油道，用于鐵心的散熱；繞組從左到右依次為低壓繞組、高壓繞組、調壓繞組，中間設有若干絕緣紙筒，在繞組的軸向油道中添加了油流擋板，高低壓繞組各4 個，用于控制油流，提高繞組的散熱能力。該模型不考慮結構件對繞組溫度的影響，認為變壓器繞組溫度沿變壓器圓周方向沒有梯度變化，這樣的模型容易計算而且能更好地收斂。

圖3 變壓器物理模型Fig.3 Transformer physical model

2.2 材料屬性及邊界條件設定

天然酯絕緣油作為一種新型的變壓器絕緣油，其理化特性與傳統的礦物絕緣油有較大的差異，圖4 為不同溫度下FR3 天然酯絕緣油與25#礦物絕緣油密度、比熱容、運動黏度、導熱系數的對比。從圖4 可以看出，兩種絕緣油的理化特性均隨溫度的變化而變化。在同一溫度下，天然酯絕緣油的密度和導熱系數均高于礦物絕緣油，比熱容低于礦物絕緣油，兩者的運動黏度差異最大，溫度低時，天然酯絕緣油的運動黏度遠大于礦物絕緣油，隨著溫度升高，差異逐漸減小。

本研究同時對兩種絕緣油電力變壓器進行溫度場仿真，為了排除絕緣油以外因素的影響，兩者的計算條件相同。模型包含的固體區域有鐵心、繞組、擋板以及絕緣紙筒，相應的材料屬性見表2[10-11]。變壓器油的物性參數按照圖4中的數據進行設置。

圖4 兩種絕緣油的理化特性對比Fig.4 Comparison of physical and chemical properties of two insulating oils

表2 固體材料屬性Tab.2 Properties of solid materials

對于邊界條件，可做如下設定：環境溫度為25℃，入口溫度為36.5℃，入口油流速為0.005 m/s；所有固體與液體的邊界設置為耦合邊界，油箱壁面導熱系數設置為8 W/(m·K)。

3 兩種絕緣油變壓器的溫度場仿真

3.1 額定負載時繞組溫度場的計算與分析

圖5、圖6分別為天然酯絕緣油變壓器和礦物絕緣油變壓器繞組溫度場的仿真結果。

圖5 天然酯絕緣油變壓器溫度場分布及局部放大圖Fig.5 Temperature field distribution of natural ester insulating oil transformer and its enlargement diagram

圖6 礦物絕緣油變壓器溫度場分布及局部放大圖Fig.6 Temperature field distribution of mineral insulating oil transformer and its enlargement diagram

由圖5～6可知，兩種絕緣油變壓器整體溫度隨高度變化，底部溫度低，頂部溫度高，熱點溫度均出現在繞組頂端偏下的位置。天然酯絕緣油變壓器繞組最高熱點溫度為106.3℃，熱點溫升為81.3℃，礦物絕緣油變壓器繞組最高熱點溫度為101.6℃，熱點溫升為76.6℃，二者相差4.7℃。

圖7 為兩種變壓器繞組溫度對比結果。從圖7可以看出，天然酯絕緣油變壓器的繞組溫度略高于礦物絕緣油變壓器，但二者的分布趨勢接近。無論是低壓繞組還是高壓繞組，繞組下端部溫度都比其臨近部位的溫度略高，這是因為繞組底部的熱源密度要大于繞組其他部分（見圖2），成為主導繞組底部溫度較高的主要因素。之后繞組溫度隨著高度的上升而呈現遞增的趨勢，但不是線性升高，而是呈階梯狀升高，這是在繞組中放置導向擋板的結果；二者的熱點溫度并沒有出現在繞組頂部，而是在頂端偏下的位置，這是因為繞組頂部有更好的散熱條件。

圖7 兩種絕緣油變壓器繞組溫度對比Fig.7 Winding temperature comparison of two insulating oil transformers

雖然天然酯絕緣油變壓器的繞組熱點溫度要略高于礦物絕緣油變壓器，但研究表明，普通紙板與天然酯絕緣油配合使用可延長絕緣紙的壽命[12-14]。根據文獻[14]，各種絕緣紙在與礦物絕緣油和天然酯絕緣油配合時的耐熱溫度如表3所示。由表3可知，在保持變壓器壽命不變的情況下，可提高變壓器溫升限值10 K 以上。根據熱點溫度計算結果和相應的限值可知，在同等條件下天然酯絕緣油變壓器的溫升特性優于礦物絕緣油變壓器。

表3 各種絕緣紙在兩種絕緣油變壓器中耐受熱點溫度對比Tab.3 Comparison of hot-spot temperature resistance of various insulating papers in two insulating oil transformers

為了驗證仿真結果的準確性，利用文獻[15]提出的“積分平均法”計算繞組的平均溫升，對應的繞組平均溫升計算值與實驗值的對比結果如表4 所示。從表4 可以看出，兩種變壓器高低壓繞組的溫升計算結果與實測值偏差均在5%以內，驗證了計算方法的正確性，并且滿足產品平均溫升上限65 K的要求。

表4 兩種絕緣油變壓器繞組溫升計算值與實測值對比結果Tab.4 Comparison results of winding temperature rise calculated value and measured value for two insulating oil transformers

3.2 變壓器過負載條件下的溫度場仿真

在變壓器日常運行過程中，變壓器負載并不是一成不變的，存在高峰期和低峰期[16]。在高峰期時，變壓器會過負載運行，根據變壓器6℃原則，當變壓器繞組溫度在80～130℃內時，溫度每升高6℃，其絕緣老化速度將增加1 倍，即溫度每升高6℃，其絕緣壽命將縮短至原來的1/2[17]。因此對于新型天然酯絕緣油變壓器，有必要研究其過負載特性。

分別對兩種絕緣油變壓器負載系數在1.1～1.6時進行溫度場仿真，二者熱點溫度對比如圖8所示。從圖8 可以看出，當負載系數小于1.2 時，二者熱點溫度曲線大致平行，天然酯絕緣油變壓器熱點溫度高于礦物絕緣油變壓器；當負載系數為1.3～1.4時，二者熱點溫度溫差縮小；當負載系數不小于1.5 時，礦物絕緣油變壓器的熱點溫度超過天然酯絕緣油變壓器，并且二者溫差有擴大的趨勢。根據表3 和產品本身的絕緣系統，取礦物絕緣油變壓器熱點溫度限值為105℃，天然酯絕緣油變壓器熱點溫度限制為120℃，再結合圖8 中的計算數據，可得到過負載時兩種絕緣油變壓器超出熱點溫升限值的溫升對比如圖9 所示。從圖9 可以看出，天然酯絕緣油變壓器超過熱點溫度限制的溫升始終低于礦物絕緣油變壓器的對應值，并且隨著過負載倍數的增大，二者差距進一步擴大。

圖8 兩種絕緣油變壓器過負載時熱點溫度對比Fig.8 Comparison of hot-spot temperature during overload of two insulating oil transformers

圖9 過負載時兩種絕緣油變壓器超出熱點溫度限值的溫升對比Fig.9 Comparison of the temperature rise of two insulating oil transformers exceeding the hot-spot temperature limit during overload

根據文獻[18-19]，可采用導熱系數λ、運動黏度v、密度ρ、比熱Cp、熱膨脹系數β共同描述液體的傳熱能力，如式（2）所示。

式（2）中：α為液體傳熱系數，W/(m2·K)；n，c為取決于流動特性、溫度和幾何形狀的常數；λ為導熱系數，W/(m·K)；g為重力加速度，m/s2；δ為取決于流動特性的特征尺寸，m；β為熱膨脹，K-1；ρ為密度，g/cm3；Cp為比熱，J/(kg·K)；v為運動黏度，mm2/s；q為表面熱負荷，W/m2。

由格林艾森定律可得式（3）。

式（3）中，γ為格林艾森系數。

聯立式（2）～（3）可得式（4）。

由式（4）可知，導熱系數、密度、比熱的增加將導致傳熱系數α增大。而運動黏度的增大將導致系數α的減小。由圖4 可知，兩種絕緣油的密度和比熱容相差不大，比值均接近于1。因此兩種天然酯絕緣油的傳熱能力主要取決于導熱系數和運動黏度，這也能解釋兩種絕緣油變壓器過負載特性的差異。由圖4 可知，當溫度低于140℃時，動力黏度起決定作用，而當溫度高于140℃，二者動力黏度差值很小，導熱系數起決定作用。由此可見，負載系數越高，天然酯絕緣油變壓器的溫升特性優勢越明顯，天然酯絕緣油變壓器具有良好的過負載特性。

4 結論

（1）通過對變壓器負載損耗、短路阻抗和繞組平均溫升計算值與實測值的對比分析，驗證了計算方法的正確性。

（2）在額定負載時，兩種絕緣油變壓器的溫度分布趨勢接近，繞組下端部溫度都比其臨近部位的溫度略高，之后繞組溫度隨著高度的上升而呈現階梯性升高，二者熱點溫度均出現在繞組頂端偏下的位置；天然酯絕緣油變壓器繞組的熱點溫度略高于礦物絕緣油變壓器，但根據繞組溫升計算結果和兩種絕緣油對應的溫升限值可知，天然酯絕緣油變壓器的溫升特性優于礦物絕緣油變壓器。

（3）天然酯絕緣油變壓器的過負載特性優于礦物絕緣油變壓器，并隨著過負載倍數的增大，二者負載能力的差距越明顯；在考慮兩種絕緣油變壓器各自熱點溫升限值的條件下，天然酯絕緣油變壓器的過負載能力優勢更加突出。