油浸式变压器散热性能优异、损耗小、制造成本低廉，在电网运行中占有绝对主导地位。传统油浸式变压器多采用矿物绝缘油和纤维素绝缘纸组成的常规绝缘系统，随着电力系统安全可靠性和经济环保性要求的不断提高，亟需更换绝缘材料以提升油浸式变压器性能。均匀高温绝缘系统较常规绝缘系统固、液绝缘材料均有不同，由于新型绝缘材料较传统绝缘材料性能存在差异，故均匀高温绝缘系统变压器较常规绝缘系统变压器结构需做出相应调整，制造成本也随之改变。因此，研究均匀高温绝缘系统变压器的结构优化设计具有重要的理论价值和现实意义。

近年来，国内外学者对于均匀高温绝缘系统油浸式变压器的研究主要集中在高温绝缘材料的电气与理化性能^[1–2]、新型油纸绝缘组合的老化机理^[3–4]和新型固、液绝缘的相互性能影响机制^[5–6]等方面，提出了采用高温绝缘材料的液浸式变压器设计和应用导则^[7]，得到了绝缘材料自身特性会影响油浸式变压器带载能力及结构设计的结论^[1,8]，但仍缺乏采用不同绝缘系统油浸式配电变压器的过负荷能力量化对比及新型绝缘系统变压器的具体结构改进方案。韩金华等^[9]提出一种采用植物绝缘油的均匀高温绝缘系统变压器设计方法，考虑到植物油黏度大的特性采取了增强散热能力的措施，如加宽油道等，但该方法未能充分发挥均匀高温绝缘系统变压器的耐热能力。杨庆福等^[10]提出一种采用高温固体绝缘材料的高过载变压器设计方法，通过增大油箱散热面积等方式增强散热，但未考虑新型绝缘系统耐热能力的提升，且没有提出具体设计方案。综上所述，目前国内外对采用均匀高温绝缘系统的油浸式配电变压器结构影响因素和调整方案有待进一步探索。

本研究基于传热学经典理论，虑及不同绝缘液体的多种热学性能，比较了均匀高温绝缘系统配变和常规绝缘系统配变的散热能力；同时采用油浸式电力变压器负载导则（GB1094.7—2008）^[11]和采用高温绝缘材料的液浸式变压器设计和应用导则（GB1094.14—2011），针对不同绝缘系统配电变压器对热点温度计算模型进行改进，比较了均匀高温绝缘系统配变和常规绝缘系统配变的耐热能力；在此基础上提出均匀高温绝缘系统配变的结构优化设计方案，并计算了由此带来的制造成本改变。结论显示，针对均匀高温绝缘系统配变进行结构调整，可在将制造总成本提高约34%的情况下获得高过载能力，将配变绝缘等级由A级提升至B级以上，具有较高的实用性和经济性。

1 不同绝缘系统油浸式配变散热能力比较 1.1 不同液体绝缘材料性能比较

常规绝缘系统绝缘材料采用矿物绝缘油和纤维素绝缘纸；均匀高温绝缘系统中，液体绝缘材料采用高温绝缘油（如植物绝缘油、硅油、β油等），高于常规绝缘系统的温度区域采用高温固体绝缘。其中液体绝缘材料的性能对油浸式变压器散热性能具有决定性作用。

高温绝缘油中的植物绝缘油闪点高、电气性能良好、抗氧化能力强、易降解，是均匀高温绝缘系统变压器的首选绝缘介质。现可商业量产的植物绝缘油有ABB公司的BIOTEMP植物绝缘油、Cooper公司的FR3植物绝缘油等，其中FR3植物绝缘油应用最广泛，目前已有超过50×10⁴台FR3油变压器在运。故本文主要比较矿物绝缘油和FR3植物绝缘油两种典型液体绝缘材料。表1所示为矿物绝缘油与FR3植物绝缘油的性能对比。

由表1可知，FR3植物绝缘油运动黏度和含水量远大于矿物绝缘油，热容和热传导率较矿物绝缘油略高，热膨胀系数和密度与矿物绝缘油相当。其中影响油浸式变压器散热能力的主要特性为绝缘油热容和运动黏度。

1.2 油浸式配变散热情况分析 1.2.1 油浸式配变散热方式

油浸式变压器散热方式有3种：热传导、热对流和热辐射。

热传导指发生于完全接触的不同物体或是一个物体的不同部位之间的由于温差而引起的内能交换，多发生于油浸式变压器线圈、铁心、油箱和散热器等各部件的内部；热对流指发生于固体表面和与其接触的流体之间的由于温差而引起的内能交换，是油浸式变压器散热的最主要途径；热辐射指物体发射出电磁能，被其它物体吸收并转换为内能储存起来的方式，发生于变压器箱体外表面，相对于热传导和热对流的作用，热辐射散热作用可忽略不计。

综上所述，油浸式配电变压器运行中的产热主要由绝缘液体以热对流方式散发到周围环境中，且更换绝缘材料导致的散热性能差异主要是更换绝缘油导致的热对流性能差异，故针对不同绝缘系统配电变压器主要比较其对流散热能力。

1.2.2 热对流经典理论

热对流散热方式用牛顿冷却方程可描述如式（1）：

$Q = hA\Delta t$

(1)

式中，h为对流换热系数，A为不同传热体间的接触面积，∆t为不同传热体间的温度差。

对流换热系数h可以用式（2）计算：

$h = \frac{{C k}}{L} {\left[ {\left( {\frac{{{c_{\rm{o}}} \mu }}{k}} \right) \left( {\frac{{{L^3} {\rho ^2} g \,\beta \Delta \theta }}{{{\mu ^2}}}} \right)} \right]^{n}}$

(2)

式中：C为常数；L为油对流散热面的特性尺度（长、宽、直径等）；g为变压器所在地的重力加速度；c_o为绝缘油比热容；k为绝缘油热导率；ρ为绝缘油密度；β为绝缘油热膨胀系数；∆θ为绝缘油与变压器发热体间的温度差；μ为绝缘油运动黏度；n为经验常数，与变压器冷却方式和油流循环方式有关。基于式（2）可求得采用不同绝缘液体的油浸式配电变压器对流换热系数，据此可比较不同绝缘系统的油浸式配变散热能力。

1.3 不同绝缘系统油浸式配变散热能力比较

不同绝缘系统油浸式配变散热能力的差异主要源于液体绝缘材料的差异。绝缘液体可带走铁心和线圈产生的热量，降低变压器温升，防止过热老化，其散热方式主要为对流散热。

分析式（1）可得，在不改变油浸式变压器结构的情况下，两种绝缘油的油接触面积A相等；变压器带相同负载，则铁心和线圈发热情况相同，即对流换热发生的初始时刻温差∆t相等。故不同绝缘液体通过热对流方式带走的热量Q与对流换热系数h成正比。

分析式（2）可得，在不改变油浸式变压器结构及变压器所在地的情况下，变压器带相同负载，则铁心和线圈发热情况相同，即对流换热发生的初始时刻温差∆θ相等。故对流换热系数h的影响因子^[12–13]如式（3）所示：

$h \propto \frac{{{c_{\rm{o}}}^n {\rho ^{2n}} {\beta ^n}}}{{{k^{n - 1}} {\mu ^n}}}$

(3)

针对ONAN冷却方式的油浸式配变，无额外冷却措施，式（3）中的n取0.25^[14]。

将表1中的特性参数代入式（3），可得矿物绝缘油对流换热系数和FR3植物绝缘油对流换热系数的比值如：

$\frac{{{h_{{\rm{FR3}}}}}}{{{h_{{\text{矿}}}}}} = 0.802$

(4)

由式（4）可知，计及绝缘液体热容和运动黏度的双重影响时，采用FR3植物绝缘油的均匀高温绝缘系统配变散热能力弱于采用矿物绝缘油的常规绝缘系统配变，相同结构下仅能达到常规绝缘系统配变散热能力的80.2%。

2 不同绝缘系统油浸式配变耐热能力比较

不同绝缘系统的油浸式配变运行中所承受的温度限值不同。依据过载温度限值，可确定采用不同绝缘系统的油浸式配变长期急救负载下的允许过载倍数。本文由允许过载倍数来表征油浸式配变耐热能力。

2.1 不同绝缘系统过载温度限值

油浸式电力变压器负载导则（GB 1094.7—2008）中规定：采用常规绝缘系统的油浸式配变长期急救负载下过载温度限值为140 ℃。采用高温绝缘材料的液浸式变压器设计和应用导则（GB 1094.14—2011）中对采用植物绝缘油作为液体绝缘材料的均匀高温绝缘系统过载温度限值进行了规定，具体值如表2所示。由表2可知，在均匀高温绝缘系统中，所采用的高温固体绝缘材料耐热等级不同时，对应的长期急救负载热点温度限值不同。本文取最低高温固体绝缘材料耐热等级130 ℃时对应的热点温度限值170 ℃来评估均匀高温绝缘系统长期急救负载下的过载温度限值。

2.2 不同绝缘系统油浸式配变热点温度计算 2.2.1 常规绝缘系统配变热点温度计算

热点温度是评估油浸式配变允许过载倍数的最主要依据。油浸式电力变压器负载导则（GB1094.7—2008）中提出了指数方程法计算热点温度。该模型中热点温度由环境温度、顶层油温升、热点对顶层油温度差三者相加得到。当负载上升时，热点温度如：

$\begin{aligned}[b]{\theta _{\rm{h}}}(t) = & \;{\theta _{\rm{a}}} + \Delta {\theta _{{\rm{oi}}}} +\left\{ {\Delta {\theta _{{\rm{or}}}} {{\left[ {\frac{{1 + R {K^2}}}{{1 + R}}} \right]}^x} - \Delta {\theta _{{\rm{oi}}}}} \right\}\times \\& {f_{\rm{1}}}(t) + {H_{{{\rm{g}}_{\rm{i}}}}} + \left\{ {{H_{{{\rm{g}}_{\rm{r}}}}}{K^y} - {H_{{{\rm{g}}_{\rm{i}}}}}} \right\} {f_{\rm{2}}}(t)\end{aligned}$

(5)

式中：θ_h（t）为热点温度；θ_a为环境温度；∆θ_oi为初始状态顶层油温升；H_gi为初始状态热点对顶层油温度差；∆θ_or为总损耗下顶层油温升；H_gr为额定电流下热点对顶层油温度差；R为负载损耗与空载损耗比值；K为负载系数；x为顶层油指数；y为绕组指数；函数f₁（t）为反映顶层油温升上升量的时间函数；f₂（t）为反映热点对顶层油温度差变化的时间函数，分别由式（6）、（7）计算：

${f_1}(t) = 1 - {{\rm e}^{( - t)/({k_{{\rm{11}}}} \times {\tau _{\rm{0}}})}}$

(6)

${f_{\rm{2}}}(t) \!=\! {k_{{\rm{21}}}} \!\times\! (1 - {{\rm e}^{( - t)/({k_{{\rm{22}}}} \!\times\! {\tau _{\rm{w}}})}}) \!-\! ({k_{{\rm{21}}}} - 1) \times (1 - {{\rm e}^{( - t)/({\tau _{\rm{o}}}/{k_{{\rm{22}}}})}})$

(7)

实际中热点温度计算模型中的参数取值多使用推荐值。表3所示为采用ONAN冷却方式的常规绝缘系统油浸式配电变压器热特性参数推荐值。

2.2.2 均匀高温绝缘系统配变热点温度计算

分析（GB1094.7—2008）中的热点温度计算模型，负载上升情况下，考虑初始状态为零负载且运行时间t足够长，f₁（t）、f₂（t）值可取1，初始状态顶层油温升∆θ_oi和初始状态热点对顶层油温度差H_gi可取0，则式（5）可化简为：

${\theta _{\rm{h}}}(t) = {\theta _{\rm{a}}} + \Delta {\theta _{{\rm{or}}}} {\left[ {\frac{{1 + R{K^2}}}{{1 + R}}} \right]^x} + {H_{{{\rm{g}}_{\rm{r}}}}}{K^y}$

(8)

由式（8）可知：任意负载率下变压器热点温度为环境温度、顶层油温升、热点对顶层油温度差三者之和，且任意负载下的顶层油温升与额定负载情况下顶层油温升比值为 ${\left[ \displaystyle{\frac{{1 + R {K^2}}}{{1 + R}}} \right]^x}$ ，任意负载下的热点对顶层油温度差与额定负载下的热点对顶层油温度差比值为K^y。

式（8）的物理意义为：油浸式变压器铁心外包有套筒，空载损耗由铁心产生，不对绕组热点温度构成影响，故可认为绕组热点温度只与负载损耗有关，即只与负载率K有关；油浸式变压器顶层油温升同时受空载损耗和负载损耗影响，即顶层油温升与变压器总损耗有关，任意负载率K下的变压器总损耗与额定负载率下变压器总损耗的比值为 $\displaystyle\frac{{1 + R{K^2}}}{{1 + R}}$ ，即任意负载下的顶层油温升与额定负载情况下的顶层油温升比值为 $\displaystyle\frac{{1 + R{K^2}}}{{1 + R}}$ 。由以上分析可知，式（8）同样适用于均匀高温绝缘系统油浸式变压器，故（GB/T 1094.7—2008）中的热点温度计算模型同样适用于均匀高温绝缘系统油浸式变压器，但需对模型中所采用的热特性参数进行相应修正。

待修正量包括：总损耗下顶层油温升、额定电流下热点对顶层油温度差、油时间常数、绕组时间常数，其余参数较常规绝缘系统油浸式变压器取值不改变。文献[15]中对于采用不同绝缘液体的油浸式变压器温度场分布进行了仿真分析，结果表明：在不改变变压器结构的情况下，植物绝缘油变压器的绕组整体温度分布较矿物绝缘油变压器略低，具体数值约为2 ℃。故采用均匀高温绝缘系统变压器的总损耗下顶层油温升∆θ_or取53 K；额定电流下热点对顶层油温度差H_gr取23 K；油时间常数τ_o和绕组时间常数τ_w可根据油浸式电力变压器负载导则(GB 1094.7—2008)中的计算公式进行修正，具体如式（9）、（10）所示：

${\tau _{\rm{o}}} = \frac{{C \Delta {\theta _{{\rm{om}}}}\times 60}}{P}$

(9)

式中，C为热容与油浸式变压器各组成部分的质量有关，∆θ_om为油平均温升，P为变压器施加总损耗值。

分析式（9）可知，在不改变油浸式变压器结构的情况下，油时间常数τ_o随油平均温升∆θ_om的改变而改变。

${\tau _{\rm{w}}} = \frac{{{m_{\rm{w}}} c g}}{{60 {P_{\rm{w}}}}}$

(10)

其中，m_w为油浸式变压器线圈质量，c为绕组导体材料的比热容，g为绕组平均温度对油平均温度梯度，P_w为负载损耗。

据式（10）可知，在不改变油浸式变压器结构的情况下，绕组时间常数τ_w随绕组平均温度对油平均温度梯度g的改变而改变。

表4所示为基于上述方法修正后的采用ONAN冷却方式的均匀高温绝缘系统油浸式配电变压器热特性参数推荐值。

2.3 不同绝缘系统油浸式配变耐热能力比较

取环境温度20 ℃，变压器运行时间t足够长，热特性参数取值参照表3，得到长期急救负载下常规绝缘系统油浸式配变热点温度计算公式为：

${\theta _{\rm{h}}} = 20 + 13.117{(1 + 5{K^2})^{0.8}} + 23{K^{1.6}}$

(11)

由式（11）根据热点温度限值可确定常规绝缘系统油浸式变压器允许过载倍数。图1（a）所示为基于式（11）计算得到的长期急救负载下常规绝缘系统油浸式配电变压器热点温度随过载倍数的变化趋势，可得其允许过载倍数为1.34倍。

取环境温度20 ℃，变压器运行时间t足够长，热特性参数取值参照表4，得到长期急救负载下均匀高温绝缘系统油浸式配变热点温度计算公式如式（12）：

${\theta _{\rm{h}}} = 20 + 12.64{(1 + 5{K^2})^{0.8}} + 23{K^{1.6}}$

(12)

由式（12）根据热点温度限值可确定均匀高温绝缘系统油浸式配变允许过载倍数。图1（b）所示为长期急救负载下均匀高温绝缘系统油浸式配电变压器热点温度随过载倍数的变化趋势，可得其允许过载倍数为1.59倍。

综上所述，均匀高温绝缘系统油浸式配变耐热能力是常规绝缘系统油浸式配变耐热能力的1.19倍。

3 均匀高温绝缘系统油浸式配变结构优化设计 3.1 结构优化调整

在油浸式配电变压器运行中，忽略空载损耗对于温升的影响，认为负载损耗是造成绕组温度升高的主因。且绕组电阻损耗在负载损耗中所占比例超过95%，则可近似将绕组电阻损耗视为油浸式配变发热的热源。

由第2.3节中分析可知，相同过载倍数下，均匀高温绝缘系统配变耐热能力是常规绝缘系统配变耐热能力的1.19倍，故其能够承受的热源大小可达到常规绝缘系统配变的1.19倍。变压器所带负载不变时，绕组电阻损耗与绕组电阻成正比，故均匀高温绝缘系统配变绕组电阻可增大至常规绝缘系统配变绕组电阻的1.19倍。绕组电阻与绕组导线半径之间的关系如式（13）所示：

$R = \rho \frac{l}{S} = \rho \frac{l}{{\text{π} {r^2}}}$

(13)

式中，ρ为绕组导体材料电阻率，l为绕组导体长度， $S$ 为绕组导体截面积，r为绕组导体半径。

由式（13）可得，当绕组导线电阻扩大为原来的1.19倍时，绕组导线半径可缩小为原来的0.92倍。缩小绕组线径可在一定程度上减小变压器制造成本。

同时，FR3植物绝缘油均匀高温绝缘系统配变散热能力弱于矿物绝缘油常规绝缘系统配变，相同变压器结构下仅能达到常规绝缘系统配变散热能力的80.2%。故应对均匀高温绝缘系统配变散热结构做出相应调整。建议如下：可将绕组横向油道、纵向油道以及端绝缘进、出口油径加宽，加宽比例应高于125%；可适当改变散热器结构，例如增多波纹散热器的波翅数；可在绕组结构中设置导向挡板，避免形成死油区等。这些调整会带来相应的成本增加。

优化调整前后，变压器铁心体积的缩小比例在8%以内，故不会对空载损耗产生太大影响；而负载损耗大小近似与绕组电阻大小成正比，故可认为优化后配变的负载损耗为优化前的1.19倍。

3.2 不同绝缘系统配变成本计算

基于第3.1节中的理论分析，对采用均匀高温绝缘系统的油浸式配变成本改变进行计算。

忽略绕组线径减小引起的绕组铜线总长度与箱体水平方向尺寸的减小，得到如下结论：绕组线径减小，则铁心体积缩小、变压器箱体体积缩小、绝缘材料用量减小、绕组铜材用量减小。与此同时，绕组油道和进、出口油径需加大，散热器数量也需增大。

以某变压器生产厂家一台容量200 kVA、电压等级10 kV的S11型油浸式配电变压器为例，表5所示为其采用常规绝缘系统时、更换绝缘材料但不进行结构调整时、更换绝缘材料并进行结构调整时的3种成本情况对比。

由表5可知：采用均匀高温绝缘系统，需更换油浸式变压器固体、液体绝缘材料，此时液体绝缘材料成本增大至原来的5倍左右，固体绝缘材料成本增大至原来的4倍。随着绝缘材料耐热能力的上升，绕组线径可相应减小，占总成本比例约35%的铜材成本将减小近17%，相应的铁心材料用量、绝缘材料用量和箱体材料用量也有所下降。变压器总成本上升34%，但长期急救负载下的热点温度上限由140 ℃提高至170 ℃，变压器绝缘等级由A级上升至B级以上，过载能力大幅提高。

同时，若仅更换绝缘材料而不调整变压器结构，相较更换绝缘材料并进行结构优化的方案成本将增加3 000元以上，导致资源浪费，经济性能下降。

需要说明的是，表5中采用均匀高温绝缘系统的油浸式配变成本计算是以一台样机的成本价格作为参考，且目前高温绝缘纸和高温绝缘油并未推广使用，多为国外生产，价格较高，随着高温绝缘材料的用量增加并逐步国产化，均匀高温绝缘系统配变成本将有所下降，预计可限制在常规绝缘系统配变成本的1.2倍以内。

4 结　论

基于传热学经典理论、《油浸式电力变压器负载导则》和《采用高温绝缘材料的液浸式变压器设计和应用导则》，比较了均匀高温绝缘系统配电变压器和常规绝缘系统配电变压器的散热能力与耐热能力，结论表明：相同变压器结构下，均匀高温绝缘系统配变散热能力为常规绝缘系统配变散热能力的80.2%，但耐热能力可达到常规绝缘系统配变的119%。在此基础上提出了均匀高温绝缘系统油浸式配变的结构优化设计方案：将绕组导线线径缩小为原来的92%，铁心体积、箱体体积、绝缘材料用量等相应缩小，绕组铜材用量减小为原来的84%，并将绕组油道和进、出口油径加宽至原来的125%以上，散热器数量增大至原来的1.25倍以上。最后计算了由此带来的制造成本改变，结果表明：更换油浸式配电变压器绝缘材料并进行结构优化，可在提高总成本约34%的情况下提高变压器耐温限值，将油浸式配变绝缘等级由A级提升至B级以上，安全可靠性和经济环保性兼得。

均匀高温绝缘系统油浸式配电变压器耐温等级高、过载能力强且环保性良好，但实际运行经验少，仍缺乏完善的故障检测体系，且新型绝缘材料尚未国产化，价格昂贵。故下一步的研究重点是如何实现新型绝缘材料的国产化，降低均匀高温绝缘系统变压器的生产成本，以促进其推广使用。