Pomiary diagnostyczne transformatorów energetycznych z wykorzystaniem metody wibroakustycznej

Pomiary diagnostyczne transformatorów energetycznych z wykorzystaniem metody wibroakustycznej Sebastian Borucki Wydział Elektrotechniki, Automatyki i Informatyki Politechniki Opolskiej Tematyka artykułu dotyczy diagnostyki i oceny stanu technicznego rdzeni transformatorów energetycznych na podstawie pomiarów wibroakustycznych wykonywanych on-line, podczas załączania jednostki. Przedstawione wyniki analizy parametrów drgań mechanicznych uzyskano podczas doświadczalnych badań laboratoryjnych na rzeczywistej jednostce transformatorowej. Pomiary i analizę drgań przeprowadzono przy zastosowaniu specjalistycznej aparatury pomiarowej firmy Brüel & Kjær systemu Pulse Dyn-XI. W celu ukazania zmian wyznaczonych parametrów wibroakustycznych, w trakcie przeprowadzonego eksperymentu badawczego zamodelowano uszkodzenie rdzenia badanego transformatora, by następnie powiązać je z otrzymanymi wynikami wartości wskaźników wibroakustycznych. Słowa kluczowe: transformator energetyczny, diagnostyka, metoda wibroakustyczna, rdzeń, eksploatacja iagnostyka urządzeń elektroenergetycznych jest bardzo ważnym i dynamicznie rozwijającym się obszarem działalności przedsiębiorstw energetycznych i ośrodków naukowo-badawczych. Utrzymanie właściwego stanu technicznego obiektów energetycznych ma ogromne znaczenie w procesie dochowania odpowiednich standardów jakości obsługi klienta, wśród których najistotniejszymi są: ciągłość, niezawodność dostaw oraz cena energii elektrycznej. Nowoczesne podejście do zarządzania zgromadzonym w spółkach dystrybucyjnych majątkiem sieciowym jest uwarunkowane zasadami obowiązującego w świecie uwolnionego rynku energii elektrycznej. Wprowadzone regulacje prawne oraz zasady rynkowe wymuszają na przedsiębiorstwach energetycznych stałe zwiększanie konkurencyjności, a tym samym dynamiczne ograniczanie kosztów eksploatacji urządzeń energetycznych. Wymiernym efektem innowacyjnego podejścia do zarządzania zasobami sieciowymi, a przez to obniżania kosztów, jest skutecznie prowadzona diagnostyka i eksploatacja, strategicznych dla systemu elektroenergetycznego, urządzeń. Do grupy takich obiektów należą transformatory mocy, które pod względem statystycznym są urządzeniami o dużym stopniu niezawodności, jednakże ich awarie niosą ze sobą bardzo poważne konsekwencje zarówno w wymiarze technicznym, jak i ekonomicznym. Wystąpienie tzw. awarii katastrofalnej jednostki transformatorowej może spowodować znaczne straty ekonomiczne, które w ekstremalnych warunkach (eksplozja transformatora wraz z uszkodzeniem pozostałych urządzeń na stacji) mogą przekroczyć kilkukrotnie wartość nowego urządzenia [8, 10]. W celu wyeliminowania konsekwencji awarii katastrofalnej, w sektorze energetyki opracowano i wdrożono szereg metod pomiarowych [5 7, 9 10], które w mniej czy bardziej doskonałym stopniu pozwalają na wczesną detekcję uszkodzeń występujących w transformatorach mocy. Jednym z elementów kompleksowej diagnostyki transformatorów jest ocena stanu technicznego ich rdzenia, która wykonywana jest przede wszystkim na podstawie pomiarów prądów magnesujących, odpowiedzi częstotliwościowej FRA (ang. Frequency Response Analysis) oraz ciśnienia akustycznego generowanego przez pracujący transformator przy zmiennym obciążeniu [6, 10]. Aktualnie coraz powszechniej stosowaną metodą diagnostyki rdzeni jednostek transformatorowych jest bezinwazyjna metoda wibroakustyczna [1 4], polegająca na pomiarze i analizie drgań mechanicznych badanego obiektu. W trakcie eksploatacji transformatora, na skutek zjawiska magnetostrykcji, następuje luzowanie śrub, klinów i wstawek Rys. 1. Awaria katastrofalna transformatora sieciowego dużej mocy całkowite zniszczenie jednostki Fig. 1. Catastrophic failure of a high power mains transformer total damage to the unit 110

Rys. 2. Widok rdzenia transformatora energetycznego: a) rdzeń spakietowany, b) rdzeń częściowo rozpakietowany Fig. 2. View of the power transformer core: a) packeted core, b) partly unpacketed core dystansowych części aktywnej jednostki, czego rezultatem jest stopniowe rozprasowywanie pakietów blach jej rdzenia (rys. 2). Konsekwencją takiej sytuacji jest zwykle znaczne zmniejszenie wytrzymałości zwarciowej transformatora oraz zagrożenie wystąpienia lokalnych przegrzań rdzenia, co może doprowadzić do wystąpienie awarii katastrofalnej, kończącej się najczęściej całkowitym zniszczeniem jednostki oraz urządzeń wokół niego. Prezentowane badania koncentrują się na opracowaniu innowacyjnej metody diagnostyki sprasowania rdzenia transformatorów energetycznych. Zaproponowana metoda, tzw. zmodyfikowana metoda wibroakustyczna, bazuje na pomiarach drgań mechanicznych badanego urządzenia w stanie jego nieustalonej pracy podczas załączania jednostki. Celem prowadzonych badań jest opracowanie nowoczesnej, a co najważniejsze bezinwazyjnej, metody oceny stanu technicznego rdzenia pracujących w krajowym systemie elektroenergetycznym jednostek transformatorowych. Badany obiekt energetyczny oraz zastosowana aparatura pomiarowa Przedstawione wyniki badań otrzymano na podstawie analizy zarejestrowanych w Laboratorium Diagnostyki Układów Izolacyjnych Instytutu Elektroenergetyki Politechniki Opolskiej sygnałów wibroakustycznych, które mierzono podczas załączania w stan pracy jałowej oraz obciążenia rzeczywistego, suchego transformatora energetycznego o mocy 20 kva. Badany transformator (rys. 3) charakteryzował się następującymi parametrami znamionowymi: typ ET3S-20, moc 20 kva, napięcie pierwotne 3 400 V, napięcie wtórne 3 20 V, grupa połączeń Yy0. Rys. 3. Widok ogólny badanego transformatora (a), wraz z układem obciążającym (b) Fig. 3. Overall view of the transformer tested (a), with a loading system (b) Do zamodelowania pracy diagnozowanej jednostki w warunkach laboratoryjnych z obciążeniem zastosowano opornicę wodną (rys. 3b) wyposażoną w układ trójelektrodowy, który umożliwił wymuszenie przepływu prądu przez uzwojenia strony dolnego napięcia w zakresie od 0 do 380 A. Drgania mechaniczne rdzenia transformatora mierzono przymocowanymi bezpośrednio do belek prasujących rdzeń dwoma akcelerometrami typu 4514-B-001 firmy Brüel&Kjær. Pierwszy z akcelerometrów (Acc1) umieszczono na górnej belce jarzma prasującego, natomiast drugi (Acc2) na belce dolnej (rys. 3a). Następnie odbierany przez przetworniki sygnał podawano na wejście kasety pomiarowej systemu PULSE Dyn-XI, typu 3050-B-A4 firmy Brüel&Kjær, stanowiącej specjalistyczne urządzenie wykorzystywane do rejestracji drgań mechanicznych (rys. 4). Analizę mierzonych drgań wykonano za pomocą profesjonalnego oprogramowania PULSE LabShop 13.5. Metodyka prowadzonego eksperymentu oraz analiza uzyskanych wyników Zakres przeprowadzonego eksperymentu badawczego obejmował rejestrację i analizę drgań mechanicznych rdzenia badanej jednostki transformatorowej dla czterech przypadków jej pracy. Pierwszy przypadek dotyczył pomiarów wibroakustycznych podczas załączania transformatora w stan pracy jałowej z rdzeniem fabrycznie skręconym (urządzenie bez zamodelowanych defektów rdzenia i rozwartymi zaciskami dolnego napięcia). Przypadek drugi związany był z rejestracją drgań mechanicznych badanego obiektu w trakcie jego załączania, również z rdzeniem poprawnie spakietowanym, lecz w stanie obciążenia (do zacisków transformatora strony dolnego napięcia przyłączono opornicę wodną). Kolejny etap procedury pomiarowej sygnałów wibroakustycznych laboratoryjne modelowanie rozprasowania blach rdzenia zrealizowano w trakcie załączania transformatora w stan pracy jałowej, przy poluzowanej belce prasującej jarzma górnego oraz dolnego. Natomiast ostatni etap przeprowadzonego eksperymentu badawczego dotyczył pomiarów drgań mechanicznych diagnozowanego urządzenia przy jednoczesnym zamodelowaniu uszkodzenia jego rdzenia oraz załączeniu obciążenia jednostki. W trakcie załączania transformatora w stanie obciążenia, zarówno dla przypadku pracy jednostki z rdzeniem poprawnie spakietowanym, jak również poluzowanym, prąd strony dolnego napięcia wymuszony przez zastosowanie opornicy wodnej wynosił 350 A. Analizę zarejestrowanych sygnałów wibroakustycznych rdzenia badanego transformatora energetycznego niskiego napięcia w wykonaniu suchym przeprowadzono w dziedzinie czasowo-częstotliwościowej z wykorzystaniem wartości skutecznej RMS (Root Mean Square) przyśpieszenia drgań wyrażonej w odniesieniu do db/1,0 m/s 2. Całkowity czas rejestracji drgań mechanicznych od momentu załączenia (stanu nieustalonego) do stanu ustalonej pracy transformatora na tzw. biegu jałowym (bez obciążenia) i obciążenia określono na 10 s, natomiast za analizowane pasmo częstotliwościowe przyjęto zakres od 0 do 6400 Hz. Uzyskane na podstawie pomiarów przeprowadzonych na rzeczywistym transformatorze wyniki, analizy czasowo-częstotliwościowej zarejestrowanych 111

Rys. 4. Zastosowana aparatura pomiarowa (a) oraz okno graficzne wykorzystanego oprogramowania (b) Fig. 4. Measuring apparatus used (a) and a graphic window of the software applied (b) i analizy stanu technicznego pracy rdzenia, różnice te nie będą miały szczególnego znaczenia, gdyż najistotniejsza z diagnostycznego punktu widzenia będzie obserwacja zmian udziału częstotliwościowego drgań dla pracy transformatora z rdzeniem spakietowanym i rozpakietowanym (rys. 5 i 7 oraz odpowiednio rys. 6 i 8). Na rys. 6 przedstawiono spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań dla przypadku załączenia i pracy diagnozowanego obiektu z poprawnie sprasowanym rdzeniem, lecz przy obciążeniu. Na rys. 6a zobrazowane są wyniki analizy czasowo-częstotliwościowej zarejestrowanych drgań na górnej belce jarzma (Acc1), natomiast na rys. 6b sygnały zmierzone na belce jarzma dolnego (Acc2). Porównując wyznaczone spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań dla przypadku poprawnej pracy rdzenia transformatora załączenie w stan pracy jałowej (rys. 5) oraz załączenie w stan pracy z obciążeniem (rys. 6) zaobserwować można, że między wyznaczonymi parametrami wibroakustycznymi (udziałami czasowo-częstotliwościowymi) istnieje bardzo wyraźna korelacja i podobieństwo. Zarejestrowane i wydrgań, dla poszczególnych etapów zamodelowania uszkodzeń jego rdzenia, przedstawiono na rysunkach. Na rys. 5 zilustrowano dwuwymiarowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań dla przypadku załączenia w stan pracy jałowej jednostki transformatorowej z poprawnie sprasowanym rdzeniem. Na rys. 5a przedstawiono spektrogram drgań mechanicznych badanego urządzenia wyznaczony na podstawie pomiarów wykonanych akcelerometrem nr 1 (Acc1) umieszczonym na górnej belce jarzmowej. Natomiast na rys. 5b zilustrowane są wyniki wartości skutecznej drgań rdzenia zarejestrowane akcelerometrem nr 2 (Acc2) umieszczonym na bece jarzma dolnego. Z analizy tych obrazów czasowo-częstotliwościowych wynika, że w momencie załączania jednostki pod napięciem pasmo częstotliwościowe drgań zarejestrowanych przez poszczególne przetworniki pomiarowe charakteryzuje się różnym zakresem i amplitudą. Zakres drgań mechanicznych rdzenia oraz jarzma górnego zawiera się praktycznie w paśmie 100 3000 Hz (rys. 5a), natomiast dla rdzenia i jarzma dolnego zakres częstotliwościowy drgań oscyluje praktycznie w całym mierzonym paśmie, ze zwiększeniem amplitudy dla częstotliwości z zakresu 2200 3500 Hz, 4 3 0 0 4 8 0 0 H z i 5700 6300 Hz (rys. 5b). Zaobserwowane różnice poszczególnych udziałów częstotliwościowych drgań jarzma górnego i dolnego wynikają najprawdopodobniej z drgań własnych konstrukcji wsporczej transformatora, na której stabilnie spoczywała jednostka. Z punktu widzenia późniejszej analizy porównawczej Rys. 5. Przykładowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań rdzenia transformatora załączanego w stan pracy jałowej bez zamodelowanego defektu rdzenia: a) akcelerometr nr 1 umieszczony Fig. 5. Exemplifying spectrograms of the RMS value of vibration acceleration of the transformer switched to an idle work state without a modeled core defect: a) accelerometer no. 1 placed on the upper beam of the yoke, b) accelerometer no. 2 placed on the lower beam of the yoke Rys. 6. Przykładowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań rdzenia transformatora załączanego w stan pracy obciążenia bez zamodelowanego defektu rdzenia: a) akcelerometr nr 1 umieszczony Fig. 6. Exemplifying spectrograms of the RMS value of vibration acceleration of the transformer switched to a load work state without a modeled core defect: a) accelerometer no. 1 placed on the upper beam of the yoke, b) accelerometer no. 2 placed on the lower beam of the yoke 112

zentowano na rys. 8. Na podstawie przedstawionych na rys. 8 wyników oraz po odniesieniu ich do spektrogramów wykreślonych na rys. 6 można stwierdzić, że proces załączenia pod obciążenie badanej jednostki transformatorowej wraz z zamodelowanym uszkodzeniem jej rdzenia spowodował wyraźne różnice w obrazach czasowo-częstotliwościowych zarejestrowanych drgań mechanicznych. Z analizy powyższych spektrogramów wynika, że w momencie załączania obciążonej jednostki pod napięcie pasmo częstotliwościowe zarejestrowanych przez poszczególne akcelerometry sygnałów wibroakustycznych charakteryzuje się bardzo szerokim zakresem. Udział częznaczone pasma częstotliwości drgań mechanicznych rdzenia pod jarzmem górnym (rys. 5a i 6a) oraz rdzenia pod jarzmem dolnym (rys. 5b i 6b) dla dwóch skrajnych przypadków załączania transformatora (stan jałowy i obciążenia) praktycznie nie różnią się. Analiza porównawcza zarejestrowanych sygnałów wibroakustycznych zmierzonych na dolnej i górnej belce jarzma wykazała relatywnie zbliżony udział zmian amplitud i poszczególnych składowych częstotliwościowych w czasie. Oznacza to, że proces załączania transformatora w stan pracy jałowej oraz obciążenia przy poprawnie działającym obwodzie magnetycznym (sprasowanych blachach rdzenia) i braku poluzowania uzwojeń nie ma wpływu na amplitudę oraz zakres generowanych przez rdzeń częstotliwości. Na tej podstawie można również stwierdzić, że przepływ prądu elektrycznego przez uzwojenie pierwotne i wtórne transformatora energetycznego nie ma istotnego wpływu na generowanie sygnałów wibroakustycznych rejestrowanych na powierzchni rdzenia diagnozowanej jednostki. Tak postawione stwierdzenie jest słuszne pod warunkiem, że diagnozowana jednostka ma poprawnie sprasowane i nieodkształcone uzwojenie (w badanej jednostce uzwojenia były fabrycznie sprasowane). Kolejny etap prowadzonego eksperymentu badawczego polegał na rozkręceniu jarzma górnego i dolnego badanego transformatora oraz na mechanicznym rozprasowaniu blach jego rdzenia. Dla tak zasymulowanego defektu na rys. 7 przeda) b) Rys. 7. Przykładowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań rdzenia transformatora załączanego w stan pracy jałowej z zamodelowanym defektem rdzenia: a) akcelerometr nr 1 umieszczony Fig. 7. Exemplifying spectrograms of the RMS value of vibration acceleration of the transformer switched to an idle work state with a modeled core defect: a) accelerometer no. 1 placed on the upper beam of the yoke, b) accelerometer no. 2 placed on the lower beam of the yoke Rys. 8. Przykładowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań rdzenia transformatora załączanego w stan pracy obciążenia z zamodelowanym defektem rdzenia: a) akcelerometr nr 1 umieszczony Fig. 8. Exemplifying spectrograms of the RMS value of vibration acceleration of the transformer switched to a load work state with a modeled core defect: a) accelerometer no. 1 placed on the upper beam of the yoke, b) accelerometer no. 2 placed on the lower beam of the yoke stawiono w sposób graficzny uzyskane wyniki analizy czasowo-częstotliwościowej zarejestrowanych sygnałów wibroakustycznych podczas załączania transformatora w stan pracy jałowej. Na rys. 7a przedstawiono wyniki analizy czasowo-częstotliwościowej zarejestrowanych drgań na górnej belce jarzma (Acc1), natomiast na rys. 5b sygnały zmierzone na belce jarzma dolnego (Acc2). Na podstawie analizy porównawczej wyznaczonych parametrów wibroakustycznych podczas załączania jednostki dla poprawnej pracy jej rdzenia (rys. 5) z zamodelowanym w warunkach laboratoryjnych defektem (rys. 7) zaobserwować można występowanie znaczących różnic w zakresach i amplitudzie dominujących pasm częstotliwości. Różnice te widoczne są zarówno na rys. 5a, 7a, a w szczególności dla przypadku rejestracji wykonanej na dolnej belce jarzmowej (rys. 5b, 7b). Dla przypadku pracy transformatora w stanie jałowym z rdzeniem rozpakietowanym, udział drgań z pasma 0 1000 Hz charakteryzuje się znacznie większą amplitudą zupełnie odmiennie aniżeli dla przypadku pracy jednostki z rdzeniem spakietowanym. Całkowicie inaczej przedstawiają się także amplitudy i udziały częstotliwościowe wyższych harmonicznych z pasma 2000 6400 Hz dla pracy transformatora z rdzeniem poluzowanym zanikają stopniowo w czasie, praktycznie aż do całkowitego ich wygaśnięcia (rys. 7). Ostatnim elementem przeprowadzonych pomiarów wibroakustycznych transformatora energetycznego w stanie pracy nieustalonej było załączenie badanej jednostki z zamodelowanym uszkodzeniem rdzenia wraz z jej jednoczesnym obciążeniem. Uzyskane na podstawie pomiarów drgań mechanicznych na górnej i dolnej belce jarzma dwuwymiarowe spektrogramy wartości skutecznej przyśpieszenia drgań zmierzonych sygnałów zapre- 113

stotliwościowy drgań mechanicznych rdzenia zarówno dla pomiarów wykonanych na belce jarzma górnego, jak również jarzma dolnego, zawiera się w całym paśmie 100 6400 Hz (rys. 8). Dodatkowo, na podstawie porównania wyznaczonych składowych częstotliwościowych drgań można stwierdzić, że dla przypadku poluzowania rdzenia oraz załączenia transformatora z jednoczesnym jego obciążeniem następuje znaczący wzrost amplitudy drgań w zakresie 100 2500 Hz, w głównej mierze w pierwszych sekundach od załączenia diagnozowanego obiektu energetycznego. Otrzymane w tym etapie eksperymentu badawczego rezultaty świadczą o fakcie, iż proces załączania transformatora w stan pracy obciążenia przy zamodelowanym defekcie jego obwodu magnetycznego (rozprasowanych blachach rdzenia) i braku poluzowania uzwojeń ma znaczący wpływ na amplitudę oraz zakres generowanych częstotliwości. Na podstawie tej przesłanki można również stwierdzić, że przepływ prądu elektrycznego przez uzwojenie pierwotne i wtórne transformatora energetycznego ma dość istotny wpływ na generowanie sygnałów wibroakustycznych wytwarzanych przez rdzeń diagnozowanej jednostki. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonej analizy drgań rdzenia transformatora energetycznego niskiego napięcia w stanie pracy nieustalonej dla czterech przypadków jego eksploatacji, wykazano wyraźne różnice wyznaczonych spektrogramów (rys. 5 8), a co za tym idzie wskaźników wibroakustycznych. Wyznaczone dla pracy normalnej (bez defektów) oraz zasymulowanego uszkodzenia rdzenia obrazy czasowo-częstotliwościowe przedstawiające wartość skuteczną przyśpieszenia drgań w zakresie 0 6400 Hz różnią się zarówno amplitudą, jak również zakresami częstotliwości dominujących drgań mechanicznych rdzenia. Różnice te widoczne są w szczególności dla rejestracji wykonanej dla dubletów stanu pracy badanego transformatora: załączenia jednostki na bieg jałowy z rdzeniem bez defektu i zamodelowanym uszkodzeniem oraz załączenia urządzenia pod obciążenie z rdzeniem poprawnie spakietowanym i rozpakietowanym. Na szczególną uwagę zasługuje jednak fakt, iż proces załączania transformatora w stan pracy jałowej oraz obciążenia przy poprawnie działającym obwodzie magnetycznym (sprasowanych blachach rdzenia) i braku poluzowania uzwojeń nie ma wpływu na amplitudę oraz zakres generowanych przez rdzeń częstotliwości. Na podstawie uzyskanych analiz oraz wyników, przedstawiono potencjalną możliwość wykorzystania zmodyfikowanej metody wibroakustycznej do oceny stanu technicznego rdzenia transformatorów energetycznych. Otrzymane oryginalne rezultaty przeprowadzonych prac wskazują na możliwość opracowania bezinwazyjnej oraz skutecznej metody oceny stanu technicznego rdzenia eksploatowanych w krajowym systemie elektroenergetycznym jednostek transformatorowych. Praca finansowana jako projekt badawczy własny nr 4575/B/ T02/2009/36 w latach 2009/2010 Bibliografia 1. Bartoletti C., Desiderio M., Di Carlo D, Fazio G., Muzi F., Sacerdoti G., Salvatori F.: Vibro-Acoustic Techniques to Diagnose Power Transformer. IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 19, No. 1, January 2004, p. 221 229. 2. Borucki S.: Vibroacoustic Measurements in a Transient State of Transformer Operation. Acta Physica Polonica A, Vol. 116 (2009), p. 277 280. 3. Borucki S., Cichoń A., Boczar T.: Diagnostyka transformatorów energetycznych z wykorzystaniem metody wibroakustycznej. PAK vol. 55, nr 1/2009, s. 19 22. 4. Garcia B., Burgos J.C., Alonso A.: Transformer tank Vibration Modeling as a Method of Detecting Winding. Part II: Experimental Verification. Power Delivery IEEE Transaction Jan. 2006, p. 164 169 5. Grossman E., Feser K.: Online Pd-Monitoring on Transformers Using AE Techniques. Int. Conf. APTADM, Wrocław, p. 264 268 (2001). 6. Jayasinghe J.A.S.B, Wang Z.D., Darwin A.W., Jarman P.N.: Practical Issues in Making FRA Measurements on Power Transformers. XIV th International Symposium on High Voltage Engineering, Beijing, China, August 2005, G-013. 7. Kranz H.-G., Aschenbrenner D.: On line partial discharge measurements and diagnosis on power transformers. IEEE Trans. Dielectr. Electr. Insul., Vol. 12, p. 216 222, 2005. 8. Malewski R., Subocz J., Szrot M., Płowucha J., Zaleski R.: Podstawy oceny opłacalności modernizacji transformatorów. Energetyka, 12, (2006), s. 884 891. 9. Mościcka-Grzesiak H.: Inżynieria wysokich napięć w elektroenergetyce. tom 1, Wyd. PP, Poznań, 1996. 10. Praca zbiorowa pod red. Subocza J.: Transformatory w eksploatacji. Energo-Complex, (2007). Diagnostic measurements of power transformers using the vibroacoustic method The subject matter of this paper refers to the research work connected with diagnosis and assessment of the technical condition of power transformer cores based on on-line vibroacoustic measurements taken during switching on the unit. The analysis results of the mechanical vibration parameters presented in the paper were obtained during experimental laboratory investigations on a real transformer unit. The measurements were taken and the analysis of vibrations was carried out using a specialized measuring apparatus by Brüel & Kjær - Pulse Dyn-XI system. In order to indicate the changes of the vibroacoustic parameters determined, a defect of the core of the transformer tested was modeled during the experiment so that they might be later associated with the results of the vibroacoustic index values obtained. Keywords: power transformer, diagnostic, vibroacoustic method, core, exploitation dr inż. Sebastian Borucki Adiunkt Wydziału Elektrotechniki, Automatyki i Informatyki, Pracownik Katedry Wysokich Napięć. Autor ponad 85 publikacji z zakresu diagnostyki wysokonapięciowych urządzeń elektroenergetycznych z wykorzystaniem nieniszczących metod pomiarowych. e-mail: s.borucki@po.opole.pl 114