图1 GIC作用下变压器等效电路模型
Fig.1 Equivalent circuit model of transformer under GIC effect
摘要 为准确评估地磁感应电流（GIC）对油浸式变压器绝缘寿命的影响，该文建立了计及匝间绝缘薄层的电磁-热-层流多物理场耦合模型。数值计算分析了满载变压器在不同GIC水平下的铁心磁通密度分布及绕组损耗变化规律，进而得到绕组热点温度分布。基于Arrhenius热老化模型计算绝缘材料热老化加速因子及等效老化时间，定量分析了不同GIC侵入时长下的绝缘寿命损失程度。以三相220 kV电力变压器为例，计算结果表明，GIC侵入对绕组热点温度具有显著影响，热点温度随侵入时长增加而明显升高，在50A偏磁工况下绕组顶部热点温度达到了绝缘纸温升限值；与此同时，在极端工况下，年寿命损失百分数被推至危险水平，绝缘寿命损耗速率达到了基准老化速率的近2倍，绝缘老化积累相对无 GIC 工况增加了1.33倍，绝缘系统面临不可逆的加速劣化风险，变压器长期运行可靠性面临严峻挑战。研究结果可为变压器绝缘耐受提供重要依据。
关键词：电力变压器 地磁感应电流 损耗密度 温升曲线 热老化
磁暴发生时，剧烈变化的地磁场会在长距离导电体中诱发一种频率极低的电流，称为地磁感应电流（Geomagnetically Induced Current, GIC）。由于 GIC 频率通常处于 0.0001～0.01 Hz 范围内，远低于工频，对变压器而言可近似视为缓慢变化的直流分量[1]。GIC 流入后会使铁心磁通工作点偏移，导致励磁电流畸变，使绕组端部、铁心局部等区域出现温升增加甚至局部过热。而绝缘纸的运行寿命随热点温度的升高而加速折减，这一过程直接威胁变压器长期运行的稳定性。
已有研究从地电场建模、无功功率变化、地磁感应电流机理以及监测保护等方面展开。文献[2]针对磁暴过程中感应地电场的形成机理，建立了考虑大地电性结构差异的建模方法，说明地电场分布是影响GIC大小和流向的重要基础。文献[3]以三相五柱式变压器为研究对象，说明铁心结构和接线方式会影响变压器对准直流电流的敏感程度。文献[4]建立了油浸式变压器的三维仿真模型，结果表明，GIC作用下夹件、拉板、油箱等金属结构件涡流损耗分布不均，局部过热风险显著上升。文献[5]关注时变热模型对大电网 GIC 评估结果的影响，指出GIC的持续时间、波形变化和变压器热惯性都会影响热点温度预测。文献[6]通过仿真分析和直流偏磁温升试验，验证了直流偏磁会增强漏磁并使结构件和绕组局部温度升高。文献[7]提出基于Modelica的场-路耦合降阶模型，将三维温度场简化为二维-一维混合模型，并结合本征正交分解实现计算降阶，提高了瞬态温升计算效率。文献[8]研究了高空电磁脉冲晚期成分作用下变压器的等效电感动态特性及无功损耗变化规律，表明电感效应会显著影响GIC增长过程及无功损耗估计精度。文献[9-11]从直流偏磁下铁心磁致伸缩特性，以及GIC入侵后三相三柱变压器绕组和铁心振动噪声响应等角度进行研究，表明直流偏磁或GIC可加剧铁心饱和与磁致伸缩作用，致使变压器振动加速度、声压级及噪声的异常风险相应提升。文献[12-15]分别从场路耦合与热路模型、匝间绝缘影响、绕组等效导热系数等方面分析了变压器油温度、绕组热点温度和局部温度分布规律，表明变压器热点温度不仅受损耗大小影响，还与绝缘结构、等效热参数、油流路径和局部散热条件密切相关。文献[16]研究了 GIC 作用下油浸纸（Oil Impregnated Paper, OIP）变压器套管热点加热问题，说明 GIC 热效应不仅存在于绕组和铁心，也可能扩展至套管等绝缘部件，油纸绝缘热老化主要受温度、水分和氧化等因素共同作用，其中热点温度是影响绝缘寿命的关键参数；文献[17]提出了热点温度修正模型，考虑了新能源渗透率变化与总谐波畸变率对绕组损耗的耦合作用，结果表明新能源比例与谐波水平的提升会显著增加热点温度超限概率。文献[18]基于格子玻耳兹曼方法构建了油浸式变压器瞬态温升计算模型，实现了热-流耦合过程的快速求解，并对不同环境温度下的变压器动态载荷能力进行了评估，结果表明环境温度与散热条件对负载能力具有显著影响。文献[19]针对电-热场耦合条件下油纸绝缘损伤特性开展研究，表明高温会显著加速纤维素降解、油纸裂解和特征气体生成过程。文献[20]提出基于频域介电谱二次微分解谱法的等效电路参数辨识方法，通过复电容实部二阶微分谱线实现极化支路数与参数的同步识别，提高了油纸绝缘老化状态评估的准确性与唯一性。文献[21]研究了油浸式电力变压器绝缘的老化特性，表明在GIC引起局部热点温升后，有必要进一步将热点温度与绝缘老化速率、聚合度下降和寿命损失联系起来。
随着我国特高压交直流输电工程规模的不断扩大，地磁扰动所致GIC对大型电力变压器安全运行的影响，已被越来越多地纳入研究视野。现有研究多集中于特高压或超高压主变压器在满载工况下的电磁响应和温升特性，而面向 220 kV 降压运行场景的电力变压器，特别是其在不同GIC作用下的损耗分布、热点温升及绝缘热老化规律仍有待进一步研究。为进一步掌握 GIC 作用下中等容量220 kV电力变压器的电磁-热耦合特性，本文以SFSZ—100000/220油浸式变压器为研究对象，计算其在不同 GIC 条件下的损耗分布和温升特性，在此基础上剖析绕组、铁心及结构件热点温度的空间分布规律并评估变压器的耐受能力。
为准确描述变压器在GIC作用下的电磁响应，需同时建立电路方程与磁场方程，以分别表征绕组的电气约束与铁心内部的磁路特性。
1.1.1 电路方程
在变压器高压侧施加三相额定电压，使变压器保持在额定负载下运行。GIC作用下变压器等效电路模型如图1所示。图1中，uA、uB、uC为三相交流电压源，LA、LB、LC为三相串联绕组漏感，La、Lb、Lc为三相中压绕组漏感，Za、Zb、Zc为三相负载，UDC为地磁感应电流激励源，iA、iB、iC为高压绕组电流，ia、ib、ic为中压绕组电流。对高电压等级的变压器来说，使用在高压侧外加直流电压源的方法等效不同GIC流入变压器的过程。
图1 GIC作用下变压器等效电路模型
Fig.1 Equivalent circuit model of transformer under GIC effect
（1）
式中，RA、RB、RC为高压侧三相绕组电阻；Ra、Rb、Rc为中压侧三相绕组电阻；NA、NB、NC为高压侧三相绕组匝数；Na、Nb、Nc为中压侧三相绕组匝数；jA、jB、jC为三相磁通；GIC为地磁感应电流。
1.1.2 磁场方程
在直流偏磁分析中，绕组中同时存在工频励磁电流和 GIC 直流分量，因此变压器内部磁场可采用磁矢位A建立时域控制方程，即
（2）
式中，n为磁阻率；s为电导率；Js为源电流密度；B为磁通密度；H为磁场强度。
当铁心采用非线性B-H曲线时，式（2）中的n不再为常数，而是随磁通密度水平变化，从而能够反映 GIC 作用下铁心偏磁和饱和特性。
通过场路耦合求解，可获得不同 GIC 水平下变压器铁心磁通密度分布及漏磁场变化规律，为后续损耗与温升计算提供电磁边界。
在直流偏磁条件下，变压器总损耗除正常工况下的绕组铜损和铁心损耗外，还包括由漏磁增强引起的金属结构件附加涡流损耗。铁心损耗表示为
（3）
式中，Ph和Ped分别为铁心磁滞损耗和铁心涡流损耗；g为铁心磁滞系数；f为电流频率；Bmax为铁心磁通度最大值；V为铁心体积；l为硅钢片厚度。
绕组损耗主要由电阻损耗和漏磁引起的附加涡流损耗组成，可写为
（4）
式中，PR为直流电阻损耗；PE为绕组涡流损耗；Jav为绕组电流密度有效值；S为导线截面积；R为绕组电阻。
在油浸式变压器中，绕组与铁心损耗转化的热能，先借助固体介质的内导热作用向外扩散，再由绝缘油通过对流换热带离发热区域。因此需要同时考虑油域内的流动与传热过程，表示为
（5）
式中，r为绝缘油密度；u为速度矢量；p为流体压力；t为黏性应力张量；F为体积力项；cp为绝缘油比定压热容；l为导热系数；T为温度，ST为流体域内热源项。
对于绕组和铁心等固体区域，热量主要依靠材料内部导热由高温区域传向低温区域，因此其温度场满足瞬态热传导方程
（6）
式中，rs、cs、ls分别为固体材料的密度、比热容和导热系数；F为单位体积内的发热强度。
在绕组、铁心与绝缘油接触的交界面上，热量通过表面对流的方式由固体传递给流体，因此边界传热关系可写为
（7）
式中，q为表面热流密度；h为表面传热系数；Tw为固体壁面温度；Tf为邻近流体温度。
当考虑模型外边界与环境之间的辐射散热时，表面辐射换热可依据斯忒潘玻耳兹曼定律表示为
（8）
式中，Qr为辐射散热功率；e为表面发射率；η为斯忒潘玻耳兹曼常数；Ar为辐射表面积；Ts为辐射表面绝对温度；T¥为环境绝对温度。
为了量化温度对绝缘寿命的影响，工程上广泛采用基于Arrhenius反应速率理论的寿命建模方法。该理论最初应用于描述温度对化学反应速率的影响，后被引入变压器绝缘老化研究，在工程应用中，为了便于评估不同运行温度下绝缘老化程度，通常将某一温度下的老化速率与参考温度下的老化速率进行比较，从而定义老化加速因子。根据Arrhenius方程，可得相对老化速率表达式为
（9）
式中，k为老化反应速率常数；a为指前因子；Ea为活化能；Rg为气体常数；FAA为老化加速因子；Tref为参考热力学温度；T为实际运行热力学温度。
由于变压器在实际运行过程中热点温度往往随时间变化，因此需要将各时段的老化加速效应进行折算，以得到整个考察周期内的等效老化水平。其等效老化因子可表示为
（10）
式中，FAA,n为第n个时段内的老化加速因子；Dtn为对应的持续时间；N为总时段数。
在得到等效老化因子后，可进一步计算考察时段内的绝缘寿命损失百分数，其表达式为
（11）
式中，L为绝缘寿命损失百分数；t为总运行时间；LN为正常绝缘寿命。矿物油浸式变压器的正常绝缘寿命，按标准计算取180 000 h。式（11）为不同工况下热老化程度的定量比较提供了依据。
为实现变压器绝缘寿命评估，本文采用热点温度热老化模型。首先利用温度场计算结果确定绕组热点温度，进而代入模型进行老化分析；然后根据老化加速因子公式计算各工况下的瞬时老化速率；最后结合等效老化因子和寿命损失公式，分析不同 GIC 条件下变压器绝缘热老化程度的变化规律。
本文以一台SFSZ—100000/220三相油浸式电力变压器为研究对象，调压方式为有载调压，分析其在GIC作用下的损耗分布、温升特性及热点变化规律。变压器主要技术参数见表1。
表1 变压器主要技术参数
Tab.1 Main technical parameters of transformer
参 数数 值 额定容量/(MV×A)100/100/50 额定电压/kV220/110/10.5 频率50
为提高建模和计算效率，同时保证电磁场与流热场计算结果能够反映变压器的主要物理特性，本文在建立有限元模型时对实际结构进行了适当简化：①将复杂的绕组线饼和油道结构等效为圆筒形绕组区域；②绕组采用均匀多匝导体模型，认为绕组导体内部电流密度均匀分布，忽略趋肤效应对电流分布的影响。
图2为变压器三维有限元模型，在电磁场计算中，首先通过场路耦合模型获得不同GIC条件下的绕组电流和励磁状态，将所得电流加载至变压器绕组中作为激励源。在此过程中，绕组区域以直流电阻损耗为主，铁心区域产生铁损，而油箱等金属结构件因漏磁作用产生涡流损耗。电磁场材料属性见表2，铁心B-H曲线如图3所示。油箱B-H曲线如图4所示。
图2 变压器三维有限元模型
Fig.2 Three-dimensional finite element model of transformer
表2 电磁场材料属性
Tab.2 Electromagnetic field material properties
材料相对介电常数/(S/m)相对磁导率电导率 硅钢（铁心）1B-H曲线1 铜（绕组）115.998×107 绝缘油110.01 钢（油箱）1B-H曲线4.032×106
图3 铁心B-H曲线
Fig.3 B-H curve ofcore
图4 油箱B-H曲线
Fig.4 B-H curve of fuel tank
变压器内部损耗主要源自绕组、铁心及结构件，这些损耗以热能形式释放，进而加热与之接触的绝缘油，受热后的油密度减小并向上流动，经油箱和外部冷却通道散热后再次回流至变压器内部。其边界条件设定如下：①变压器油箱与外侧空气的表面传热系数取值为12 W/(m2·K)，外部温度固定为20℃；②将匝间绝缘等效为0.6mm薄层结构，并为其赋予相应的材料属性；③假定所有固体部件的材料特性保持恒定，变压器油的物理参数则随温度变化而改变。流热场固体材料属性见表3。流热场绝缘油材料属性见表4。
表3 流热场固体材料属性
Tab.3 Solid material properties of flow thermal field
材料密度/(kg/m3)热导率/[W/(m·K)]比定压热容/[J/(kg·K)] 硅钢（铁心）7 65030460 铜（绕组）8 940400385 钢（油箱）7 85044.5475 绝缘纸9800.252 000
表4 流热场绝缘油材料属性
Tab.4 Insulating oil material properties of flow thermal field
性质拟合函数 密度/(kg/m3)1055.046-0.581753T 比定压热容/[J/(kg·K)]-13408.1491+123.04415T-0.335T2 热导率/[W/(m·K)]0.134299 084-8.049 738 22e-5T 动力黏度/(Pa·s)91.4525-1.33227T+0.0077768T2
考虑到匝间绝缘厚度远小于变压器整体尺寸，若对每一匝导体及绝缘层进行显式建模，将显著增加网格数量和计算成本。因此，本文在固体传热计算中采用热薄层方法对匝间绝缘进行等效处理。即在绕组等效圆筒区域的内、外表面施加薄层边界，薄层厚度取 0.6 mm，并赋予绝缘纸相应的导热系数、密度和比定压热容。该方法可在不改变绕组主体几何结构的情况下，通过薄层热阻表征匝间绝缘纸对绕组径向传热的阻隔作用。
在热老化分析中，匝间绝缘本身不作为主要发热源，其老化主要受邻近绕组热点温度控制。由于绝缘纸热导率远低于铜导体，薄层热阻会影响热量由绕组向油域传递的过程，使热点区域的绝缘承受更高热应力。因此，本文将绕组热点邻近匝间绝缘区域温度作为 Arrhenius 热老化模型的输入，用于评估不同 GIC 水平下匝间绝缘的热老化程度。
变压器多物理场模型包括电磁场、温度场和层流三个部分。模型网格采用适用于电磁场和流热场共同计算的网格划分方式。对绕组、铁心柱等规则区域采用扫掠网格，对局部结构复杂区域采用自由网格加密处理，以保证漏磁集中区域、损耗集中区域和温度梯度较大区域具有较高的计算精度。变压器网格剖分结果如图5所示。
图5 变压器网格剖分
Fig.5 Transformer mesh generation
为简化电磁场与热场耦合仿真过程的描述，本文将计算流程归纳如图6所示。首先建立变压器三维有限元模型，并设置材料参数及不同GIC工况；随后进行电磁场计算，提取铁心、绕组及结构件损耗，并将其作为体热源加载至流热场模型；最后求解温度场，获得绕组热点温度，并进一步用于绝缘热老化分析。
图6 电磁-热-老化耦合分析流程
Fig.6 Electromagnetic-thermal-aging coupling analysis flow chart
实际运行工况下，变压器损耗所导致的温升问题最为突出。因此，本文选择额定工况作为基本运行条件，模拟不同GIC水平侵入时的损耗分布与温升响应。
图7为变压器低压绕组额定负载运行时GIC=0 A、GIC=30 A、GIC=50 A的磁通密度计算结果。由图7所示云图可见，不同GIC水平下变压器铁心的最大磁通密度分别为1.6 T，1.8 T和2.0 T左右。
图7 不同GIC下变压器磁通密度
Fig.7 Magnetic induction intensity of transformerunder different GIC
GIC=0 A, 30 A, 50 A 条件下的绕组周期损耗密度分布如图8所示。由图8可知，高压绕组和低压绕组的损耗密度分布存在明显差异，其中中压绕组损耗密度较高，高压绕组损耗密度相对较低。这主要与绕组结构及电流分布有关：低压侧及中压侧绕组匝数相对较少，运行电流较大，因而更容易产生较高的电流损耗；而高压绕组匝数较多、电压等级较高，但流经绕组的电流相对较小，因此其损耗密度整体偏低。随着 GIC 幅值增大，变压器铁心偏磁程度加剧，绕组电流中谐波分量增多，进而引起绕组涡流损耗增加，使绕组周期平均损耗密度呈上升趋势。其中，中压绕组周期平均损耗密度从GIC= 0 A时的8.43×105 W/m3增长至GIC=30 A时的8.64×105W/m3再到GIC=50 A时的8.73×105W/m3。而高压绕组周期平均损耗密度从GIC=0 A时的3.87×105 W/m3增长至GIC=30 A时的4.41×105 W/m3再到GIC=50 A时的4.73×105 W/m3。
图8 不同GIC绕组平均损耗密度
Fig.8 The average loss density ofwindings under different GIC
表5为变压器各个部件总损耗计算结果。因拉板、夹件等结构件的损耗在建模时被忽略，导致总损耗计算结果偏小。
表5 变压器各部件的损耗计算结果
Tab.5 The loss calculation results of each component of transformer
部件损耗值/W GIC=0 AGIC=30 AGIC=50 A 铁心8 10819 40926 798 高压绕组49 45857 42361 694 中压绕组102 783105 107110 139 总损耗160 349181 939198 631
中压绕组在 GIC=0 A、GIC=30 A和GIC=50 A条件下的温度分布如图9所示。总体来看，三种工况下绕组温度均呈现明显的轴向分层特征，下部为低温区，上部及端部附近则为热点集中区，温度总体上沿高度方向递增。随着GIC幅值增大，绕组整体温度水平持续抬升，高温区域范围逐渐扩大，表明 GIC 引起的直流偏磁会加剧绕组附加损耗，并进一步提高中压绕组的温度水平。
国家标准[22]中规定了油浸式变压器绕组热点部位的温升限值为78 K，对应环境温度293.15 K，在 GIC=0 A工况下，中压绕组最高温度为361.2 K，其热点温升为68.05 K，仍具有一定热裕度。热点主要位于绕组上端区域，绕组下部温度相对较低，整体温度分布较为稳定。此时变压器处于正常运行状态，绕组温升主要由基波电流损耗和常规涡流损耗共同决定。当GIC增大至30 A时，中压绕组最高温度升高至约378.1 K，其热点温升为84.95 K，且上部高温区域明显扩大，说明 GIC 作用下铁心偏磁增强，绕组电流畸变加剧，附加损耗随之增加，已超过规定温升限值。当GIC进一步增大至50 A时，中压绕组最高温度达到390.2 K，其热点温升为97.05 K，达到国家标准规定限值的1.24倍，此时绕组上端高温区更加集中，温度梯度进一步增大，表明较大GIC作用会显著提高中压绕组热点温度，并增加油纸绝缘的老化程度。
图9 不同GIC中压绕组温度分布云图
Fig.9 Temperature distribution cloud diagram of medium voltage windingunder different GIC
上述结果表明，GIC的注入会直接导致变压器内部尤其是绕组的整体温升加剧。这种额外的温升将显著加速匝间绝缘等固体材料的热老化进程，对变压器的长期运行寿命构成直接威胁。
从本质上看，电力变压器匝间绝缘的老化是一个温度驱动的化学反应过程。基于Arrhenius规律，工程上引入了“老化加速因子”这一指标，用以表征温度对绝缘老化速率的影响程度。利用该因子，可以将任意工况下的实际运行时间，折算为参考热点温度条件下的等效老化时间，从而服务于变压器的寿命评估。
绕组热点温度与热老化加速因子见表6。由表6可知，热老化加速因子随GIC梯度的增加呈现显著的指数级增长特征。在无GIC的正常运行工况下，绕组热点温度维持在361.2 K，对应的热老化加速因子仅为0.094，表明此时绝缘损耗速率极低，远低于设计基准；当注入30 A的GIC时，热点温度升至378.1 K，热老化加速因子迅速攀升至0.602，已接近110℃标准参考温度下的老化水平；而当GIC进一步增加至50A时，强烈的磁饱和效应导致热点温度达到390.2 K，其热老化加速因子激增至2.060，达到了基准老化速率的近2倍。这一梯度演变过程清晰地揭示了GIC介入如何打破变压器的热平衡，并且随着注入GIC水平的提升，将绝缘系统从低损耗区间经由标准损耗区间迅速推向高应力的加速老化区间。
表6 绕组热点温度与热老化加速因子
Tab.6 Hot spot temperature and thermal aging acceleration factor of each winding
GIC/A热点温度/KAAF 0361.20.09 4 30378.10.60 2 50390.22.06 0
进一步地，对等效老化小时数进行比较不同GIC水平下等效老化小时数如图10所示。由图10可以看出，GIC注入会明显加剧变压器绝缘系统的累积老化。以24 h运行周期为例，在0 A、30 A和50 A三种工况下，绝缘系统的等效老化时间分别为2.3 h、14.4 h和49.4 h。其中，50 A工况下的等效老化量约为0A 工况的21.5倍，表明在强GIC作用下运行1天所造成的绝缘损伤，约相当于正常工况下运行22天。进一步比较可知，当GIC由30 A增至50 A时，等效老化时间由14.4 h增加至49.4 h，增加了35 h，相对增幅约为243.1%。这说明随着GIC强度的提高，热点温度升高所引起的绝缘老化并非线性增长，而是呈现显著的加速累积特征，反映出变压器绝缘寿命对GIC水平具有较高敏感性。
图10 不同GIC水平下等效老化小时数
Fig.10 Equivalent aging hours under different GIC levels
综上所述，GIC引发的局部过热不仅造成了瞬时的运行风险，更通过显著的寿命透支效应威胁变压器的长期安全运行，该定量分析为制定极端空间天气下变压器的运维策略提供了重要依据。
对变压器进行寿命预测不仅是电力系统状态检修的重要依据，更是保障极端空间天气下电网运行安全的关键环节。定量预测GIC引发的“加速老化期”具有极其重要的工程意义，它可以将一定运行时间的温升数值转化为直观的寿命折损储备；其次，寿命预测模型能够为磁暴后的设备评估提供科学依据，避免变压器在短期严重透支寿命后带病运行，从而有效预防突发性绝缘击穿事故的发生。
需要指出的是，地磁暴属于随机性间歇扰动事件，因此若简单地假设变压器在某一GIC工况长期连续运行，将难以真实反映实际运行状态。实际电网中，变压器通常处于“正常运行—地磁扰动—恢复正常”的交替运行模式。因此，本文进一步采用分段累计方法，对不同GIC暴露场景下的绝缘寿命损伤进行预测分析。
表7展示了不同GIC暴露时长下的寿命损失。图11清晰地展示了不同强度GIC对变压器服役期限的“透支”效应。
表7 不同GIC暴露时长下的寿命损失
Tab.7 Life loss under different GIC exposure durations
运行场景寿命损失/h年等效老化/h年寿命损失（%） GIC=0AGIC=30AGIC=50A S08 76000823.440.457 S18 6571003880.140.489 S28 44830012999.430.555 S38 236500241 124.620.625 S47 6881 000721 472.990.818 S57 4601 0003001 921.241.067
图11 不同运行工况下绝缘寿命损失
Fig.11 Insulation life loss under different operating conditions
以0A正常运行工况作为参考基准，随着年累计GIC暴露时间的增加，中压绕组年等效老化时间和年寿命损失均呈逐步上升趋势。由表7可知，随着年累计GIC暴露时间增加，中压绕组年等效老化时间由S0无GIC工况下的823.44 h 逐步增加至S5工况下的1921.24 h，年寿命损失也由0.457%增加至1.067%。其中，S1工况年等效老化时间相较无GIC工况增加0.07倍，说明短时GIC暴露引起的附加热老化较小；而当30 A和50 A暴露时间进一步增加时，S2、S3和S4工况下年等效老化时间分别提高至999.43 h、1 124.62 h和1 472.99 h，相对无GIC工况分别增加0.21倍、0.37倍和0.79倍，表明GIC对绝缘热老化的影响随暴露时间增加而逐渐增强；S5工况下年寿命损失达到1.067%，其年等效老化时间相对无GIC增加了1.33倍，说明较长时间强GIC暴露会显著压缩中压绕组绝缘热寿命裕度。
综合其结果可以看出，GIC对中压绕组绝缘寿命的影响并不主要表现为单次暴露导致寿命损失百分比急剧增加，而是表现为在多次间歇暴露条件下。因此，在评价GIC对变压器寿命的影响时，不能仅依据年寿命损失百分比的绝对值判断其危害程度，还应关注其相对于无GIC基准工况所引入的增量热老化损伤。对于已长期服役、绝缘纸聚合度下降或油纸含水量偏高的变压器，该增量损伤可能进一步降低绝缘强度裕度，并加速设备剩余寿命消耗。
本文以一台三相油浸式电力变压器为例，建立了三维多物理场有限元模型，分析了不同GIC水平下变压器的损耗、温升及热老化特性，研究结果如下：
1）随着GIC水平的升高，变压器铁心半周饱和程度逐步加剧，工作磁通密度严重偏移设计值；由此引发的附加损耗和磁滞损耗显著增加，变压器总损耗较无GIC工况呈倍数级增长。
2）在不同GIC水平下，随着侵入电流增大，绕组顶部热点温度持续攀升，温度梯度向绕组上端、绝缘薄弱区域集中，在强地磁感应电流侵入下，达到国家标准规定限值的1.24倍，变压器绝缘热裕度完全耗尽。
3）在极端GIC工况下，变压器绝缘年寿命损失被推至危险水平，绝缘寿命损耗速率达到基准老化速率的近2倍；一年内因GIC而额外消耗的绝缘寿命已远超安全预期，老化积累量较无GIC工况提高了1.33倍，呈现急剧加速态势，绝缘老化程度远超常规运行允许的安全裕度。
参考文献
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Abstract Geomagnetically induced current (GIC) introduces quasi-direct current bias into oil-immersed power transformers during geomagnetic disturbances, leading to core saturation, abnormal loss increase, and accelerated thermal aging of inter-turn insulation. The hotspot temperature rise is a key factor governing insulation degradation and lifetime reduction. Quantitative evaluation of the coupled electromagnetic–thermal behavior and insulation aging characteristics under different GIC levels is required for transformers operating under rated load conditions. The objective is to characterize the influence of GIC on loss distribution, hotspot temperature evolution, and thermal aging behavior of transformer insulation systems.
A three-dimensional coupled electromagnetic–thermal–fluid model is established for a SFSZ-100000/220 oil-immersed transformer operating under rated load. GIC levels are set as 0 A, 30 A, and 50 A. The nonlinear magnetic characteristics of the core are represented using a B–H curve to capture saturation behavior under DC bias. Electromagnetic losses include core hysteresis loss, eddy current loss, winding copper loss, and additional stray losses caused by leakage flux distortion. These losses are mapped as heat sources into the thermal field. A conjugate heat transfer model is used to solve the temperature field, considering solid conduction and natural convection of transformer oil. The inter-turn insulation is modeled as an equivalent thermal thin layer to represent radial thermal resistance. Temperature-dependent oil properties are included to improve flow accuracy. The coupled electromagnetic and thermal fields are iteratively solved to obtain transient temperature distribution and winding hotspot temperature. The hotspot temperature is then introduced into the Arrhenius thermal aging model, and the aging acceleration factor is calculated. Equivalent aging time is obtained through time integration, and insulation life consumption is evaluated based on a reference lifetime of 180,000 h.
The results show that GIC significantly increases core magnetic saturation and alters loss distribution. The maximum flux density increases from approximately 1.6 T at 0 A to 2.0 T at 50 A. Correspondingly, core loss and winding loss both increase due to intensified saturation and distorted leakage flux. The hotspot temperature of the medium-voltage winding increases from 361.2 K under normal operation to 378.1 K at 30 A and 390.2 K at 50 A. Under 30 A and 50 A conditions, the hotspot temperature exceeds the standard thermal limit, indicating a reduction of thermal margin and increased insulation stress in upper winding regions. The thermal aging process exhibits strong nonlinear acceleration characteristics. The aging acceleration factor increases from 0.094 at 0 A to 0.602 at 30 A and reaches 2.06 at 50 A, indicating that the aging rate under strong GIC conditions is nearly twice the baseline level. Over a 24-hour operating period, equivalent aging time increases from 2.3 h to 14.4 h and 49.4 h for 0 A, 30 A, and 50 A respectively. Long-term evaluation shows that annual insulation life loss increases from 0.457% to 1.067%,which is 1.33 times higher than the no-GIC condition.
GIC induces core saturation and loss redistribution in oil-immersed transformers, resulting in increased hotspot temperature and accelerated thermal aging of inter-turn insulation. The coupling between electromagnetic distortion and thermal accumulation leads to significant reduction of insulation lifetime margin. The proposed electromagnetic–thermal–aging framework enables quantitative evaluation of hotspot temperature rise and insulation life consumption under different GIC conditions, providing a basis for insulation aging assessment and operational evaluation of transformers under geomagnetic disturbance environments.
keywords：Power transformer, geomagnetically induced currents, loss density, temperature rise curve, heating aging
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.260859
中图分类号：TM41
电工材料电气绝缘全国重点实验室项目（EIPE25208）和电网运行风险防御技术与装备全国重点实验室开放基金重点项目（SGNRGF00SXQT2600747）资助。
收稿日期 2026-06-01
改稿日期 2026-06-19
祝丽花 女，1984 年生，教授，博士生导师，研究方向为工程电磁场与磁技术，复杂电磁环境对电工装备影响与智能防护。E-mail：zhulihua@email.tjut.edu.cn（通信作者）
张晓杰 男，2001年生，硕士研究生，研究方向为复杂电磁环境对智能电工装备的影响。E-mail：19503429954@163.com
（编辑 郭丽军）