天然酯替代礦物油的配電變壓器設計與仿真

趙啟承，童 力，謝 成，郭鋒博，羅文龍，李 萌

（1.國網浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014；2.中山卓原新材料研究院有限公司，廣東 中山 528458；3.杭州得誠電力科技股份有限公司，杭州 311121； 4.陜西省電力公司，西安 710048）

0 引言

油浸式配電變壓器是電力系統配電網的主要設備之一，其運行的可靠性至關重要。目前，油浸式配電變壓器廣泛采用礦物油作為絕緣油，是源于石油的液體絕緣介質，其優點是介電理化性能相對穩定、成本低，缺點是燃點低、安全性差，尤其是生物降解度低，具有毒性，屬于環境不友好材料。配電變壓器數量龐大，使用廣泛，其生產、使用及回收處理對環境產生較大影響，制造方與使用方一直以來致力于尋找安全環保的替代用絕緣介質。

天然酯絕緣油作為一種新型的綠色絕緣介質，源于天然植物，燃點高、抗燃爆、安全性好，且生物降解度高，無毒，可降低碳排放量，具有天然的環境友好性。同時，采用天然酯的變壓器相比于普通油浸式變壓器具有更長的壽命和更強的過負載能力，是礦物絕緣油的理想迭代產品。

天然酯植物絕緣油變壓器的研制始于20 世紀90 年代。美國于1996 年完成第一臺采用天然酯絕緣油225 kVA 美式箱變樣機，瑞典ABB 公司于1999 年生產出第一個商品名為“BIOTEMP”的植物絕緣油變壓器，2000 年美國庫柏公司開發了以大豆油為原料的FR3 油，并成功應用于配電變壓器。2014 年，西門子公司在大型植物絕緣油電力變壓器取得突破，其研制的420 kV、300 MVA 植物油變壓器投入運營。

我國對植物絕緣油研究起步較晚。重慶大學于2000 年率先開始了植物絕緣油的研制工作，于2010 年開發出具有自主知識產權的山茶籽絕緣油變壓器。河南省電力公司及國網電力科學研究院武漢南瑞有限責任公司分別在2014 年先后獲得了植物絕緣油量產能力并設計制造植物絕緣油配電變壓器，具有良好的防火安全特性及高過負載能力。

植物絕緣油變壓器在國外已有十多年的運行經驗，全球應用量已不少于100 萬臺。

目前，配電變壓器中采用自然油循環冷卻方式的占據了市場主流，國外學者統計研究了自然油循環配電變壓器中采用植物油絕緣油及礦物油后的溫升差異：

（1）由不同的變壓器制造商進行的溫升試驗中，對于小于5 MVA 的配電變壓器當采用植物油絕緣油作為冷卻介質時，其油平均溫升較礦物油變壓器高1～3 K。

（2）頂層油溫升大致高3～5 K，對于大型變壓器可能會更高。

（3）線圈熱點溫度可能將高數K，對于大型的變壓器甚至可能高20 K。

天然酯植物油絕緣油的粘度大于礦物油，在相同的冷卻結構及熱量條件下該特性將加大變壓器散熱設備最頂層與最底層的溫度差。在天然酯變壓器設計中通過對繞組的油道結構等進行修正優化，可以降低粘度高帶來的對繞組散熱的不利影響。另外，變壓器的結構設計應考慮天然酯與多種固體絕緣材料之間的相容性及其對電氣、機械和熱穩定性能的影響[1-5]。

本文以應用某R 型天然酯絕緣油為例，進行10 kV 配電變壓器絕緣結構優化設計，對該變壓器的溫度場進行了仿真計算，并制造一臺天然酯絕緣油變壓器樣機，通過溫升試驗數據對比分析，驗證設計仿真結果，供工程設計及制造參考。

1 溫度場模型及參數條件

以SW13-M-630/10 配電變壓器為設計原型，聯結組別為Dyn11，鐵心為三相三柱式，工頻耐壓35 kV（1 min），絕緣耐熱等級為A 級，常規固體材料和傳統油紙隔板結構，自然油循環冷卻，采用R 型天然酯絕緣油；低壓繞組，額定電壓0.4 kV，層式線圈繞組， 共2 層， 內半徑為168 mm，外半徑為234 mm，線圈高度410 mm，層間油道寬度為3 mm；高壓繞組，額定電壓10 kV，繞組共12 層，內半徑為246 mm，外半徑為319 mm，線圈高度406 mm，層間油道寬度為3 mm；空載損耗計算值548 W，負載損耗計算值6 053 W。

使用ANSYS FLUENT 14.0 軟件進行有限元仿真計算，為減少計算量未采用3D 模型，且主要關注繞組內部的溫度場分布，采用2D 模型對其中一相進行仿真計算，計算區域以該項鐵心中心為對稱軸，取其對稱區域的一半，模型如圖1所示。

圖1 繞組物理模型示意

對模型進行網格劃分，為了進行邊緣處的細化計算，網格數共計38 990 個。作如下假設以簡化變壓器模型[6]：

（1）液浸式變壓器高壓繞組采用銅線繞制，內部可認為無絕緣油流動，故將銅線及其絕緣部分當做整體處理，低壓繞組采用相同的方法進行處理。由于鐵心部分損耗量值較小，且鐵心與繞組之間有絕緣隔板，可認為鐵心和繞組內部絕熱。

（2）溫度場分布沿變壓器線圈的圓周方向沒有梯度變化（內部以鐵心為軸對稱中心，而外部以相間中心線為準，體現線圈中溫度最高的區域）。

（3）不考慮結構件對繞組溫度的影響。

（4）變壓器繞組沿圓周方向完全呈幾何對稱分布。

（5）固體材料的密度、比熱容、導熱系數、油的黏度都為常數。

（6）絕緣油的溫度基準值為300 K。

天然酯絕緣油和礦物油典型參數如表1 所示。

表1 天然酯絕緣油與礦物油物理性質參數

2 仿真計算結果對比與分析

2.1 流體工況仿真計算

采用有限元容積法對結構相同，絕緣介質分別為礦物絕緣油和R 型天然酯絕緣油的2 種變壓器的流體工況進行仿真計算。

油道寬度為3 mm 時，礦物絕緣油和天然酯絕緣油在1.0 倍和1.1 倍額定電流下的最大流速仿真計算結果表明，天然酯絕緣油的最大流速均低于礦物絕緣油，這是由于同樣條件下天然酯絕緣油的運動粘度較大，熱對流性差。如圖2—5 及表2 所示。

圖2 油道寬度3 mm，額定電流下礦物油流速分布云圖

圖3 油道寬度3 mm，額定電流下天然酯流速分布云圖

圖4 油道寬度3 mm，1.1 倍額定電流下礦物油流速分布云圖

圖5 油道寬度3 mm，1.1 倍額定電流下天然酯流速分布云圖

表2 油道為3 mm 時，礦物油與天然酯絕緣油變壓器的最大流速計算值cm·s-1

2.2 溫度場仿真計算

使用Ansys Fluent 對使用天然酯和礦物油的變壓器溫度場進行仿真計算。

油道寬度為3 mm 時，在1.0 倍和1.1 倍額定電流下天然酯和礦物絕緣油溫度場分布仿真計算表明，礦物油變壓器與R 型天然酯絕緣油變壓器溫度分布趨勢基本一致，高溫升區域主要分布在線圈端部，如圖6—9 所示；高、低壓線圈表面相對絕緣油表面的平均溫升和熱點溫升如表3 和表4 所示。

圖6 油道寬度3 mm，額定電流下礦物油溫度分布云圖

圖7 油道寬度3 mm，額定電流下天然酯溫度分布云圖

圖8 油道寬度3 mm，1.1 倍額定電流下礦物油溫度分布云圖

圖9 油道寬度3 mm，1.1 倍額定電流下天然酯溫度分布云圖

表3 油道為3 mm 時，線圈平均溫升K

表4 油道為3 mm 時，線圈熱點溫升K

本次產品設計高低壓線圈為多層層式線圈，基于礦物油配電變壓器設計原則，層間油道均為3 mm，根據仿真計算結果，天然酯絕緣油比礦物油的線圈溫升高3 K 左右。

天然酯的運動粘度大于礦物油，流動性相對礦物絕緣油較差，會影響變壓器散熱效果，仿真結果也驗證了此結論。

變壓器絕緣材料在長期運行的溫度影響下，會逐漸失去原有的機械性能，即絕緣老化。溫度越高，絕緣老化就會加速，絕緣材料就會變脆而破裂，從而使線圈失去絕緣層的保護作用。另外，即使絕緣還沒有損壞，但是溫度愈高，絕緣材料的絕緣性能就會下降，容易被高電壓擊穿發生故障，所以變壓器在正常運行時，不允許超過絕緣材料所容許的溫度[7-10]。因此，天然酯配電變壓器的結構設計必須給予優化，使變壓器的平均溫升和熱點溫升滿足GB 1094.2-2013《電力變壓器 第2 部分：液浸式變壓器溫升》的要求。

高、低壓繞組均為層式線圈，損耗以熱的形式通過層間油道散熱，由于天然酯較礦物油運動粘度大，擬通過加大散熱油道以降低繞組溫升，原油道設計為3 mm，更改為4 mm 和6 mm 2 種結構進行仿真計算，因篇幅原因，以下只列出4 mm 油道時繞組溫升的計算結果，如圖10—13 和表5—9 所示。

圖10 油道寬度4 mm，額定電流下礦物油溫度分布云圖

圖11 油道寬度4 mm，額定電流下天然酯溫度分布云圖

圖12 油道寬度4 mm，1.1 倍額定電流下礦物油溫度分布云圖

圖13 油道寬度4 mm，1.1 倍額定電流下天然酯溫度分布云圖

表5 油道為4 mm 時，線圈平均溫升K

表6 油道為4 mm 時，線圈熱點溫升K

表7 油道為6 mm 時，線圈平均溫升K

對比分析以上仿真計算結果，隨著散熱油道的加大，絕緣油流速增大，變壓器繞組溫升下降。分析對比線圈的最熱點溫升，表4 中礦物油在2 種工況下的高壓線圈溫升分別為26.1 K 和28.5 K，低壓線圈溫升分別為26.7 K 和27.8 K，表6 中天然酯絕緣油在2 種工況下的高壓線24.6 K 和27.8 K，低壓線圈溫升分別為26.3 K 和27.5 K，可以發現，天然酯配電變壓器線圈層間油道4 mm 時，與礦物油配電變壓器線圈層間油道3 mm 時的熱點溫升近似相等。

表8 油道為6 mm 時，線圈熱點溫升K

表9 絕緣油的最大流速計算值cm·s-1

2.3 不同油道結構設計的變壓器成本對比

天然酯價格是礦物油2～3 倍，因此，變壓器采用天然酯絕緣油且線圈油道加大后，產品的制造成本會增加。根據表10 估算，采用4 mm 油道的天然酯變壓器成本比常規礦物油變壓器成本增加約8%，采用6 mm 油道天然酯變壓器成本比常規礦物油增加約10%。

表10 2 種絕緣油在不同結構設計時的重量kg

3 產品樣機溫升試驗

根據仿真計算結果，采用4 mm 油道設計制造SW13-M-630/10 型天然酯變壓器，樣機進行溫升試驗，取得油頂層溫升及高低壓線圈平均溫升等數據。天然酯變壓器產品試驗結果和電磁計算結果如表11 所示。

表11 SW13-M-630/10 型天然酯變壓器產品試驗及電磁計算結果對比

分析試驗結果，采用加大油道（4 mm）后的天然酯變壓器性能參數均滿足技術協議、GB 1094.2 和GB/T 6451 的標準限值[11-12]，驗證了天然酯替代礦物油的可行性。

從表11 中發現，油平均溫升等計算值和試驗值差異較大，究其原因，變壓器溫升計算方法采用了基于礦物油的經驗公式，由于天然酯的性能參數較礦物油有較大差異，尤其是運動粘度，因此，工程設計的計算公式必須修正。

4 天然酯變壓器溫升計算經驗系數探討

油浸式變壓器的發熱和冷卻機理方面的研究已比較成熟，散熱過程主要是依靠熱傳導、對流和輻射來實現的，本文不做過多闡述，僅從工程計算公式方面分析[13-15]。

繞組溫升由繞組表面對油的平均溫升和油對空氣的平均溫升兩部分組成。

如表12 所示，繞組表面對油平均溫升的試驗實測值與仿真值（4 mm 油道）和按礦物油經驗公式計算值相比較，低壓繞組基本一致，高壓繞組偏差4 K。

表12 繞組表面對油平均溫升計算對比

繞組溫升的試驗實測值除了受結構設計影響外，還與制造工藝、試驗方法等因素有關，對比低壓繞組的溫升數據，高壓繞組對油溫升偏差可能由制造工藝或試驗方法的不確定差異引起。

油對空氣的平均溫升計算公式為：

式中：τy為油對空氣的平均溫升；K 為經驗系數，自冷時K=0.262；q 為油箱表面的單位熱負荷。

本次設計中q 值為491.63，所以：

表11 中，油對空氣平均溫升計算值與試驗實測值相差約6 K，油頂層溫升和繞組溫升試驗值均比計算值高約5 K，可以確定油平均溫升計算值偏低，油平均溫升中的K 系數0.262 若校正到0.302，油平均溫升計算值為：

頂層油對空氣的平均溫升計算公式為：

式中：τy為油箱對空氣的平均溫升；τc為散熱器安裝高度的溫度校正值，本臺產品為6 K。

所以，修正后頂層油溫升為：

由于溫升計算中的有關公式和系數都是建立在傳熱試驗基礎上的，對于本臺產品樣機，通過對溫升試驗值和計算值的分析，調整修改經驗系數K 為0.302，使得天然酯變壓器的溫升計算值更接近于試驗值，如表13 所示。傳統經驗公式是由多年的制造、運行經驗并不斷修正的結果，本文僅對一臺產品樣機進行分析后所修正的系數，不具有廣泛代表性，但對于天然酯變壓器散熱系數的經驗積累，具有一定的參考價值。

表13 修正后的溫升計算值與試驗值對比

5 結論

本文基于有限元容積法對10 kV 等級630 kVA自然油循環變壓器溫度場建模仿真，對比分析計算天然酯變壓器與傳統礦物油變壓器的熱特性，并按設計優化結果制造天然酯變壓器樣機進行溫升試驗，驗證配電變壓器中R 型天然酯絕緣油替代礦物油設計方法的可操作性。得出結論如下：

（1）R 型天然酯運動粘度大于礦物絕緣油，最大流速低于礦物緣油，其散熱能力低于礦物油，通過優化變壓器結構設計，經仿真計算和試驗驗證，證明加寬散熱油道后天然酯變壓器的溫升值可達到與礦物油變壓器相同的溫升值，滿足標準要求，但會增加一定的變壓器制造成本。

（2）傳統的變壓器繞組溫升計算公式中的經驗系數K 是基于礦物油經多年積累得出的，不適用于天然酯的溫升計算。近年來逐漸應用的天然酯是一種新材料，相關標準、規范和設計原則還未完善，本文僅通過一臺產品通過試驗結果修正經驗系數，雖不具代表性，但可供工程設計參考，有助于積累天然酯變壓器設計經驗。