1绪言
近年来对于电力变压器的各种要求是越来越高了；从环保立场出发制定了节能、节省资源以及消减CO2排放量等一系列政策，要求其实现高效化；同时还要求它们降低噪声以及同电磁环境相适应，这对于作为其铁心材料的取向性电工钢板来说，强调要提高它们的适用目的性；此外还使得那些能够适应提高变压器特性的材料利用技术也日益重要起来了，诸如铁心材料的选用以及最优设计等等就是如此。
三相叠积变压器的效率受铁损的影响是很大的，普通所用材料的铁损则影响更大。因此，设法降低变压器的装配因素（BF）就成为常设课题，因为它反映了这种影响所增加的比例。虽然致使BF增大的原因可以列举甚多，可是那些同铁心相关的磁学因素却起着强烈影响的作用，诸如由于旋转磁力线的产生和环行磁力线造成了磁通波形的畸变、在铁心接合部位附近的磁力线集聚等都会在该区域形成复杂的磁学行为。这些都是属于在铁心内部发生了磁通密度不均匀分布所伴随的现象；为了阐明其原因并对之作出定量评估，就必须进行局域性的磁学测定。
至今一直沿用探测线圈的方式来作为局域磁学测定方法的，对有孔的钢板是有必要的，但是由于导线与钢板之间产生的间隙等问题，从而担忧是否会对其磁通密度的分布产生额外的影响。对此，新近我们开发一种属于非破坏性的局域磁通密度测量方法，它是采用探针法的技术，它成为可利用单片来进行其局域磁学测定的方法。因此，进而又开发出采用这种探针法对三相叠积铁心进行局域磁性测定的方法，随后作了实测。其结果如第2节所述。
通常，在堆积许多片试样还要能够确保一定的模拟精度那样的三相叠积铁心是很费事的。为此，针对在那些集中体现出前述致使BF恶化因素的接合部位、尤其是三相叠积铁心的V形脚（中央脚）和轭部的接合部位，或T形接合部位上可以抽取出它们相应的磁学行为，从而开发出了简易的模拟模型。籍此模型试图评价这些局域磁性对BF的影响程度（详见第3节所述）。
第4节将叙述它们的实验方法以及为了加深对铁心局域磁学行为的理解而采用的计算机模拟技术的磁学分析方法。
另一方面，近年来倍受重视的变压器特性之一就是低噪声。可以认为，造成变压器噪声的原因起因于铁心，主要原因在于钢板的磁致伸缩振动和铁心内部的电磁振动。磁致伸缩振动同激磁磁通密度之间属于强相关关系，特别是在磁力线集中的接合部位上造成振动强度也是容易在接合部位上发生自由磁极而使振动强度更加增大。这些都认为发生振动部位上的基频也都相同的，虽然要想把这些影响因素加以分离开来是有困难的；但是利用对振动、噪声水平（量级）空间分布的分析比较，获得相关知识的可能性很大。因此，试图针对这种变压器噪声进行局域测定，并调查了铁心材料结构对噪声产生的影响。其结果在第5节中述及。
2三相叠积变压器铁心的局域磁性
2.1变压器铁心总特性的测量方法
本文中所采用的三相叠积变压器模型铁心的主要参数和结构图如表1和图2所示。铁心是由板宽为定幅的矩形断面三脚和轭部所组成的，其轭部成为V形之半的切口。采用交叉互叠和六级阶梯搭积这两种类型的接合方式，以利比较叠积方式的差异。铁心质量约为100kg，其外形尺寸边长为750mm的正方形。铁心是在水平的平面上叠积而成的。在铁心的各脚上套有60匝的一次线圈而其内侧又嵌入了60匝的二次线圈，铁心激磁后检测出其磁力线。由各相的一次电流和二次电压作为电能计并求出铁心整体的铁损，将它作为变压器无（外部）载荷时的输入电能之和。铁心材料的磁通密度和磁损都是遵照JIS所规定的艾卜斯坦测定法来进行的。
2.2铁心局域磁性的测量方法
采用磁力线检测探针和霍尔元件来测定铁损局域磁性的原理如图2所示。在同铁心表面的钢板相接触的两根探针之间所产生的诱发电压，依据等同于那些在探针接触点下方被其所裹挟面积之半的断面部分感应出变化磁力线所诱发的电压理论，就可以求出铁心的局域磁通密度。此外，还利用微小的霍尔元件来测定钢板表面的磁场强度。
通常采用把磁力线检测探针和霍尔元件安置成相互垂直方向的两组，使之能够分别检测位于钢板表面两个方向（做为X、Y方向）上的磁通密度和磁场强度。探针是使用经退火和氮化处理后的非磁性金属制品，而探针间距无论在X和Y方向上都为5mm，且设置了空隙补偿线圈。把感受区长度约为1.0mm的霍尔元件放置在探针之间并使感受区中心腾空在钢板表面约为0.5mm的位置上。此外，为了能够对铁心表面做无遗漏检测，就特地设计成一种可对铁心表面进行二维自动扫描的机构，就是把上述这样两组探针组装成为三维的遥控臂装置。
采用数字式显示器由输入信号求取磁通密度和磁场强度的波形。而各个测定点上的铁损则是根据上述磁通密度B和磁场强度H的波形以描绘成磁滞回线的面积，并利用下式计算出它们对应的x方向的分量WX和y方向的分量Wy，以它们之和作为二维局域铁损值W2d。
 (1)
 (2)
其中：f为激磁频率，ρ表示电工钢板的密度。闭路积分是关于一个激磁周期上进行的。
2.3三相叠积变压器铁心的局域铁损分布
图3表示出一个测定局域铁损的示例。这是使用23NewRGH钢作为铁心材料制成的三相叠积变压器模型铁心，测得在其V脚(中央脚)与轭部相接合部位（即所谓T型接合部位）附近的二维局域铁损W2d的分布情况。并未测定接合部位的正上方和轭部的右半部分。由图表明，沿着V脚和轭部之间的45°接合的下部，其铁损是属于显著增加的部分，而其左侧的铁损高且都连成一片。
在图3的上部，分别以x，y两种方向上把V脚和轭部的两个不同区域中的局域B~H磁滞回线表示成为方形图表。这些图表都呈现出磁感的轧向（RD）分量高，而其横向（TD）分量低的趋向。在V脚尖端，由于受到旋转磁化的影响非常大，则呈现出很复杂的磁滞现象。
其次，图4表示在轭部上的激磁磁通密度对铁损分布的影响。当激磁磁通密度为1.0T时，其铁损分布的不均匀性小些；当其沿着V脚和轭部之间的接合部位增大时铁损随之不明显增大。此外，在相当于铁心中央的那些轭部位置（图的上部）上，观察到的铁损就更大。根据铁心内部从整体上看或多或少有点不均匀，并且随着激磁磁通密度变化而其铁损的分布状态却大体上没有变化这些现象，可推测为由于钢板内部的不均匀性导致了磁通密度的波动起伏。
在铁心内部存在局域应变时，磁通分布改变了，可以认为其铁损分布也就随之而发生变化。图5就是对V脚的尖端部位采取用等离子体溅射的方式进行照射前后，对有无局域应变时的实测局域铁损分布的变化作了对照。在V脚的尖端部位（在图中以三角形所标示的区域）内实施照射了等离子体溅射。照射方向是垂直于轧向并在图中是从左和从右的方向。照射之后，V脚部位其铁损略有增加，沿同轭部的45°接合线上要发生的高铁损部位其铁损要比相应于照射之前的减少了，可理解为铁损分布越发均匀了些。
3三相叠积铁心T型接合部位的模拟模型
3.1T型接合部位的模拟测定法
如前所述，作为三相叠积变压器铁心的装配因子（BF）之所以增大的原因，可归纳为发生了磁力线的旋转，由于磁力线回旋所造成的磁通波形畸变，以及出现在接合部位上的磁力线集聚等等，这些对于T型接合部位发生复杂的磁力线行为影响很大。因此，要分别分析这样一些因素也未必容易。在此，作为一种能够容易测定T型接合部位上磁行为的方法来说，我们只是抽取T型接合部位制作成了一种小型实验模型并采用探针法开发出测定局域磁学测定的方法。
图6表示采用这种方法的一种T型接合部位模拟模型的结构。该装置是由激磁线圈、轭部和探针法所要求的磁通密度测定部分三者所组成的。其试样是抽取以三相叠积铁心的轭部和V脚组成的T型接合部位的形状，被轭部上下所夹住的部分形成磁回路。在试样相当于U、V和W各相的部分上都各自设置独立的激磁线圈，对每一相又都设置一个磁通B线圈；一方面用以监视激磁磁通密度B值、而另一方面也是用以对各相的铁心部分进行正弦波激磁。探针设置成为彼此之间互成直角而间距为15mm。
3.2采用T型接合模型对磁力线波形影响的评价
图7表示在经受以1.7T和50Hz激磁后T型接合部位模型的各个测定点上的磁通密度矢量的轨迹。使用35RGH（板厚为0.35，W17/50=1.17W/kg）作为模型试样。V型凹口尖端部位附近的磁通密度横向（TD）分量很大，在这个方向上有相当一部分产生了0.8T以上振幅的旋转磁力线。
为了评价由这种旋转磁力线所产生的铁损，求取了在各个测点上分别对应于BL（磁通密度轧向分量）以及BC（磁通密度横向分量）最大值的旋转铁损，对它们都根据事先测定好单片试样的旋转铁损测试结果进行了校正。图8表示在1.7T以及50Hz时的旋转铁损计算结果。可见，在BC值大的测点上其铁损值均超过了1.8W/kg。在所有测点上旋转铁损的平均值为1.34W/kg，同单片试样进行反复磁化的1.17W/kg铁损值相比则增加了15%，如果T型接合部位的质量相对于铁心总体质量的比率为20%的话，在1.7T以及50Hz激磁时因旋转磁通密度而造成的铁损增加率估计为1.5%左右。
3.3采用T型接合部位模型对磁力线波形影响的评价
三相叠积铁心中，即使当其脚部位磁力线处于零相位时也有局域的磁力线流动（此乃所谓的旋转磁力线或者环行磁力线）它们就是造成BF增大的原因。图9表示在V脚幅宽中央不同的部位的三个测点上测得的磁通密度波形。在其左右两侧的测点上正弦波的畸变大，可以认为这种波形的畸变主要是由流向脚的磁力线环行所致。在被围绕这种T型接合部位的三边上BL波形的畸变率（其高频谐波分量对基波分量之比的有效值）如图9所示。BL波形畸变率是呈现出各边中央侧部大的趋势。采用探针法以测定电压波形率k（即其有效值与平均值的比率）再以式(3)计算并评价因这种磁力线波形畸变所造成的铁损增加率D：
 (3)
其中，h，e是铁损中的磁滞损失和涡流损失的百分比率，假定它们分别占40%和60%。k是相当于磁通密度微分波形dB/dt二次电压波形的波形率。当在1.7T，50Hz铁损增加率在各个边上的平均值为：U相1.27，V相1.30，W相1.24。这里的U、W相相应于轭部的铁损增加；而V相则应于V整体的铁损增加，当假定它们都是均匀地增加时，那么，可以算得在1.7T、50Hz时因磁力线波形畸变所引起的铁损增加率约为15%。
该数值虽未曾考虑旋转磁力线的分布状态，推测磁力线波形畸变对铁损增加的影响程度要远远大于旋转磁力线本身对铁损增加的影响。当同时考虑这两方面的影响时，BF的数值约为1.2。那么该数值是接近BF实测值1.2~1.3的。
4采用数值解析预测叠积铁心局域磁性
除了采用前述的模型铁心和模拟模型等这些对局域磁性进行实验性的评价方法以外，采用数值计算进行磁学分析的方法来预测机器特性也是非常有用的。虽然目前对铁心材料的磁滞损失和磁各向异性以数值计算来正确地反映它们还处于开发阶段，而它们却能够对铁心材料和铁心结构方面表现出高精度近似，这就正好同实验性方法构成相辅相成的关系。在这一节里将出示采用积分元法所得到的有关磁通密度分布和磁通密度波形的分析结果。
以下三相叠积铁心的分析中采用图11所示的网状结构，而且使用了30RGH和30NewRGH两种材料的磁化曲线（B-H）数据。其激磁条件是以各脚的中央部位上的轧向（纵向，长度方向）磁力线波形都只是正弦波为前提的。
图12表示在V脚和轭部之间接合部位附近的磁通密度矢量的轨迹。可见，在V脚和轭的内部其磁通密度几乎只有轧向分量而它们的接合部附近却出现横向分量，这正好再现着生成了旋转磁力线。当与同一部位上出现的磁通密度横向分量相比较时，RGH者的值要比NewRGH者的大，这可以认为它起因于NewRGH的横向导磁率比RGH者大的缘故。
图13表示在各种因素下的磁力线波形。究竟在哪个部位上出现了正弦波磁力线波形的畸变呢？方能理解以近似台形波表示的形状。这种现象被解释成就是它反映了前述的环行磁力线发生的标志。当对RGH与NewRGH二者相比较时，NewRGH更接近于台形波而且其波形的畸变更大一些。可以认为这是因为NewRGH的轧向与横向导磁率之比率大的缘故，而且它受到环行磁力线的影更强。
当同时考虑上述各因素，从而计算出铁心整体的铁损。首先利用式(4)、(5)分别计算出各种因素的轧向和横向的铁损分量，然后取其式(6)之和作为该因素的总铁损。再以各种因素的体积作为权重取加权平均来作为铁损整体的铁损。
 (4)
 (5)
 (6)
其中，W(BL)和W(BC)是从在施加交变磁场之前求出的最大磁通密度——铁损曲线上求得的铁损值。磁滞损失比率为h和涡流损失e的比率都假定为各50%不变。k是相当于磁通密度微分波形dB/dt二次电压波形的波形率。
利用这种办法由铁心整体铁损计算得到BF值为1.4。而实测得BF值据有关报道RGH和NewRGH对应的BF大致相同，或者说，NewRGH值稍微大一点，相对而言这结果是合适的。可以认为这种BF值之所以由T型接合部模拟模型得到的值更大一些的原因是来自于各种评价方法的前提条件和精度。
这样，采用少数因素分离的积分元法得到相对而言比较妥当的结果本身，可以考虑用以体现出在对三相叠积铁心铁损评价方法中的有效性，但是，由于取向电工钢中存在着磁各向异性（在偏离轧向55°附近存在着难磁化方向），要在旋转磁力线情形中想通过准确地计算来反映其铁损行为还将是今后有待研究的课题。
5三相叠积变压器铁心中的噪声局域分析
当优化叠积变压器的磁性能（诸如铁损、激磁特性等等）的同时，也越来越重视由铁损产生的噪声使之变小。虽然对于三相叠积变压器铁心的噪声与铁心材料的磁性有关而且知之甚多，但是关于铁心噪声的产生机制却很难说已经十分明确了。为了得到这种噪声的产生机制方面的新见解，将在此叙述有关在铁心各个部位上的局域振动分布并分析铁心附近噪声的一些示例。
5.1振动和噪声的局域测定
在各脚正上方的300mm处都设置了一个聚音麦克风，并通过加设了符合JIS规定的A级补偿电路的精密噪声仪来测定铁心整体的噪声，取其能量平均值作为测定值。测定时的噪声背景水平（量级）为31dB。此外，对于轭部表面的漏磁场是采取使用霍尔元件的高斯仪来检测的。噪声谐波分量是利用频谱分析器对磁致伸缩信号的输出进行频率分析后求得的。当铁心具有紧固力存在的时候，在其轭部外设了一种能够反映由于板面的收缩一样压强，外部施加了紧固压强最大为0.2Pa。
5.2在三相叠积铁心轭部上的振动分布
图14表示在1.7T、50Hz下激磁的无加压状态时三相叠积铁心轭部的面法线方向振动加速度量级分布。试样是采用了板厚为0.30mm的30RGH和30NewRGH钢。虽然在铁心接合部位附近振动加速度量级有增大的趋势，可是同接合部位之间振动小者相比较的话，约大10dB左右。在铁心材料之间相比较的话，虽然整体上而言，NewRGH的振动加速度要比RGH者小，其差异在阶梯搭接方式时表现得更明显。
图15表示在1.7T、50Hz下激磁的无加压状态的三相叠积铁心轭部边缘上的面法线方向声压谐波分量分布。虽然从300~400Hz时在轭部长度方向上几乎是同样的宽阔；但是1600Hz时在轭部两端（A，E）和中央部位（C）的接合部位附近就很强。人类听觉敏感的几百至两千Hz音频主要是由铁心的接合部位产生的。
采用30NewRGH以阶梯搭接方式叠积，当以1.7T、50Hz激磁时在其三相叠积铁心轭部上的漏磁场分布如图16所示。很明显，漏磁场是沿着铁心接合部位出现的，可知这是同图14中的振动加速度量级以及图15中的声压谐波分量的分布是相符的。为了调查在结合部位附近的漏磁场产生的磁极所造成的磁场会漏向铁心外部，铁心在无加压的状态，由于接合部位产生的磁极之间的磁吸引力周期性变化所引起的振动就会强烈地影响着由铁心所产生的噪声。
5.3在磁力线高次谐波重叠时的噪声分布
图17表示在1.7T、50Hz时基波在同5次和7次磁力线高次谐波重叠下所进行的激磁状态时，三相叠积铁心轭部边缘部位的噪声量级（从侧面测定）的分布。铁心材料是采用30NewRGH在铁心的轭部施加了0.2MPa的紧固压力。叠加的磁力线高次谐波的相位差为0°，最大磁通密度作为增大的条件。只是以正弦波作为基波的情形中虽然在轭部的两端（A，E）和中央部位（C）的接合部位处噪声量级只增加了4dB，而叠加了5次谐波时在C的部位上噪声量级增加了2~3dB，当叠加了7次谐波时在C的部位两侧噪声量级增大了的部分却加宽了。这种现象可以认为是由于高次谐波的叠加，磁通密度集中在接合部位附近，而使磁致伸缩振动强度有所增加所致。
6结束语
开发出了对三相叠积变压器铁心中的磁性和振动、噪声量级进行局域测定和评价的方法。利用这种方法调查了铁心材料和铁心结构对它们的磁性影响，得到如下启示：
(1)开发出采用探针法对三相叠积铁心局域磁性分布的测定方法，从而定量地阐明了铁心接合部位附近存在着旋转磁力线和环行磁力线的不均匀分布，以及由此产生的铁损局域分布状况。
(2)开发出利用三相叠积铁心T型接合部位模拟模型的测定方法，适用于对由于旋转磁力线和环行磁力线所引起的装配因素BF增加进行定量的评价。
(3)根据采用积分元法的磁场分析，再现出三相叠积铁心里的旋转磁力线和铁心材料中相应的磁力线波形畸变，便有可能阐明对装配因素的评价。
(4)测定了三相叠积铁心中的局域振动和噪声量级，从而定量地阐明了铁心材料和铁心结构对铁心接合部位附近的振动和噪声分布的影响。

参考文献(略)
   转自《电工钢》2004.9.P32～40