田 一， 劉主光， 由偉翰， 易永利， 聶京凱， 韓 鈺

(1. 全球能源互聯(lián)網(wǎng)研究院有限公司， 北京 102211；2. 國網(wǎng)浙江省電力有限公司溫州供電公司， 浙江 溫州 325000)

1 引言

高壓并聯(lián)電抗器主要用于補(bǔ)償電力系統(tǒng)無功功率，抑制線路過電壓，是保障電力系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的重要電氣設(shè)備[1]。為避免磁飽和，電抗器鐵心采用多氣隙結(jié)構(gòu)，由多個(gè)鐵心餅組成，漏磁現(xiàn)象較為嚴(yán)重。由于鐵心材料磁致伸縮、鐵心餅間電磁力和繞組承受的洛倫茲力作用，電抗器運(yùn)行過程中的噪聲振動(dòng)水平很高。根據(jù)中國電科院開展的換流站噪聲測(cè)試[2]，特高壓電抗器聲壓級(jí)為70.6～78.0 dB，超出了國網(wǎng)物資采購標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的70 dB限值。

作為主要聲源設(shè)備之一，電抗器產(chǎn)生的噪聲振動(dòng)不僅使變電站換流站面臨站界噪聲超標(biāo)的風(fēng)險(xiǎn)，也會(huì)引起緊固裝置松動(dòng)、疲勞，增加設(shè)備的運(yùn)行故障率。電力設(shè)備廠家、學(xué)者為解決電抗器振動(dòng)問題，開展了大量研究：常晨等[3]建立了油浸式電抗器等效試驗(yàn)?zāi)Ｐ停治隽髓F心磁通密度、壓緊力對(duì)噪聲水平的影響規(guī)律；田蔥等[4]建立了單相并聯(lián)電抗器的仿真模型，研究了鐵心磁致伸縮和麥克斯韋力共同作用下的振動(dòng)位移特征。Y.Gao等[5]研究了鐵心磁致伸縮和麥克斯韋力與振動(dòng)的關(guān)聯(lián)關(guān)系，并提出通過改進(jìn)氣隙材料硬度降低電抗器振動(dòng)的方法。ROSSI等[6]綜合考慮磁致伸縮、麥克斯韋力和電抗器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，建立了電抗器電磁-機(jī)械耦合仿真模型，提出了降低鐵心餅間電磁力的方法。周兵等[7]在測(cè)試分析電抗器聲功率級(jí)、聲壓級(jí)和噪聲衰減干涉特性基礎(chǔ)上，總結(jié)了電抗器聲源控制、輔助降噪和有源控制措施。

目前，電抗器降噪技術(shù)主要分為本體降噪與輔助降噪兩類。輔助降噪技術(shù)采用隔聲罩、隔聲屏障和隔振器等措施[8，9]，降低噪聲振動(dòng)傳遞效率，但并未從根源上解決噪聲振動(dòng)問題[10]。本體降噪技術(shù)針對(duì)聲源設(shè)備，通過材料、工藝改進(jìn)和降噪裝置應(yīng)用，抑制噪聲振動(dòng)的產(chǎn)生和結(jié)構(gòu)間的傳遞。該技術(shù)可直接提升電抗器環(huán)保水平，因而獲得廣泛關(guān)注。設(shè)備廠家應(yīng)用較多的本體降噪措施為改善氣隙材料硬度、優(yōu)化鐵心壓緊力等，其降噪效果得到仿真和試驗(yàn)的充分驗(yàn)證。本文主要針對(duì)電抗器器身底部與油箱間的振動(dòng)傳遞問題，通過設(shè)計(jì)一種三維高阻尼隔振墊，將器身-油箱間的剛性連接轉(zhuǎn)變?yōu)槿嵝赃B接，從而控制油箱振動(dòng)，降低電抗器整體噪聲水平，并通過仿真和試驗(yàn)測(cè)試分析其降噪效果。

2 隔振設(shè)計(jì)

將器身、油箱隔振系統(tǒng)簡(jiǎn)化為單自由度隔振系統(tǒng)，在交變電流產(chǎn)生的電磁場(chǎng)作用下，隔振系統(tǒng)中的物體運(yùn)動(dòng)微分方程為[11]：

(1)

式中，z為器身位移；ze為油箱位移；m為系統(tǒng)的總質(zhì)量；k為系統(tǒng)的剛度；c為系統(tǒng)的阻尼系數(shù)。

系統(tǒng)的振動(dòng)傳遞效率為：

(2)

目前，已有國內(nèi)外設(shè)備廠家提出器身隔振墊降噪方法，如在油箱定位銷處安裝金屬橡膠隔振器、阻尼隔振支座等[12]，并通過理論推導(dǎo)和仿真計(jì)算驗(yàn)證其降噪效果，但未獲得廣泛應(yīng)用。主要原因在于隔振墊長(zhǎng)期處于高溫、油浸環(huán)境，器身重量達(dá)數(shù)十噸，在此服役條件下隔振墊因機(jī)械性能、耐老化性能的不足，難以長(zhǎng)期保持良好的隔振性能。為此，本文對(duì)阻尼橡膠配方和性能進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。根據(jù)GB/T 1094.2-2013 《電力變壓器 第2部分：液浸式變壓器的溫升》的規(guī)定，電抗器平均油溫不超過80 ℃。在運(yùn)行工況下，電抗器振動(dòng)能量主要分布在低頻范圍的100 Hz基頻及其倍頻上。針對(duì)電抗器振動(dòng)特性和油箱內(nèi)服役環(huán)境，本文采用微相容的氟橡膠和氫化丁腈橡膠作為主要組分，二者均具有良好的耐油耐老化性能，其中氟橡膠的最高使用溫度可達(dá)250℃以上，氫化丁腈橡膠的力學(xué)性能優(yōu)異。二者共混后，通過分子間空間位阻和共交聯(lián)后的強(qiáng)制纏繞作用，提升橡膠分子鏈段的運(yùn)動(dòng)阻力，使其玻璃化轉(zhuǎn)變溫度向高溫偏移[13]，從而提升其高溫下的損耗因子(tanδ)。同時(shí)，以片狀蒙脫土作為改性填充劑，進(jìn)一步優(yōu)化材料的機(jī)械強(qiáng)度和阻尼性能。該阻尼橡膠的主要參數(shù)如表1所示。

表1 電抗器器身隔振用阻尼橡膠主要性能參數(shù)

為了提升隔振墊三維方向的隔振效果，隔振器采用壓剪復(fù)合式結(jié)構(gòu)，同時(shí)，在表面設(shè)計(jì)厚度2 mm的阻尼凸粒。完成隔振裝置定型后，將其安裝于振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)上，施加振動(dòng)頻率50～800 Hz、加速度峰值1 g的連續(xù)正弦波振動(dòng)譜，獲得了材料在此振動(dòng)激勵(lì)條件下的響應(yīng)特征，如圖1所示。由圖1中可知，在50～800 Hz范圍內(nèi)，隔振器的加速度響應(yīng)幅值基本在0.1 g以下，隔振效率達(dá)到90%以上。

圖1 振動(dòng)試驗(yàn)中隔振裝置的加速度響應(yīng)

按照《HJ/T380-2007 橡膠隔振裝置》要求，采用激勵(lì)多次平均法測(cè)定隔振裝置主要?jiǎng)虞d特征，得到隔振裝置三向固有頻率和動(dòng)剛度，如表2所示。

表2 隔振裝置三向固有頻率與動(dòng)剛度

在液壓伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行隔振裝置動(dòng)態(tài)循環(huán)試驗(yàn)，試驗(yàn)載荷為正弦載荷，頻率為100 Hz，載荷力變化范圍為10～50 kN，循環(huán)載荷加載次數(shù)為300萬次。加載試驗(yàn)前和加載試驗(yàn)后，隔振裝置的滯回曲線如圖2(a)和圖2(b)所示，未發(fā)生明顯變化。該隔振裝置抗疲勞性能優(yōu)良，在多次循環(huán)載荷后保持良好的機(jī)械性能。

圖2 隔振裝置在循環(huán)載荷下的滯回曲線

為進(jìn)一步評(píng)估該隔振裝置在油箱內(nèi)的耐候性能，按照GB/T 20028-2005《硫化橡膠或熱塑性橡膠 應(yīng)用阿累尼烏斯圖推算壽命和最高使用溫度》的方法，對(duì)隔振裝置進(jìn)行高溫加速老化試驗(yàn)。

將隔振阻尼材料浸泡于不同溫度的高溫絕緣油中，并測(cè)試不同時(shí)間下的斷裂強(qiáng)度，以斷裂強(qiáng)度下降至原始值的50%作為臨界值，即17.9 MPa。為盡量縮短試驗(yàn)時(shí)間，絕緣油溫度設(shè)置為150 ℃、180 ℃、210 ℃和240 ℃。試樣拉伸強(qiáng)度下降至臨界值所用時(shí)間如表3所示。以溫度的倒數(shù)為橫坐標(biāo)，所用時(shí)間的對(duì)數(shù)為縱坐標(biāo)，建立了橡膠的阿累尼烏斯圖(時(shí)間-溫度)，如圖3所示。通過擬合分析，得到隔振阻尼橡膠的壽命公式。

(3)

式中，T為絕緣油溫(單位K)；t為橡膠抗拉強(qiáng)度下降至臨界值所用時(shí)間(單位h)。由于絕緣油溫一般不超過80 ℃，根據(jù)式(3)計(jì)算，該橡膠壽命為13.6年。電抗器每10年大修一次，屆時(shí)可更換隔振墊，故該橡膠壽命滿足電抗器服役要求。

表3 隔振橡膠強(qiáng)度下降至臨界值所用時(shí)間

圖3 阻尼橡膠的阿累尼烏斯圖與擬合曲線

3 并聯(lián)電抗器振動(dòng)控制試驗(yàn)測(cè)試與仿真分析

3.1 理論分析

3.1.1 電磁方程

并聯(lián)電抗器正常工作時(shí)，可忽略位移電流對(duì)電位移矢量的影響，其內(nèi)部電磁場(chǎng)特征可通過麥克斯韋方程組描述：

(4)

式中，H為磁場(chǎng)強(qiáng)度；J為電流密度；B為磁感應(yīng)強(qiáng)度；E為電場(chǎng)強(qiáng)度。以上各物理量滿足：

(5)

式中，μ為磁導(dǎo)率；γ為媒質(zhì)電導(dǎo)率。引入矢量磁位A，其偏微分方程為：

B=×A

(6)

同時(shí)，電流密度可通過式(7)計(jì)算：

(7)

式中，I為線圈電流；Scoil為線圈截面積；e為線圈方向矢量。

聯(lián)立上述方程，即可求得矢量磁位A和磁通密度B。

3.1.2 磁致伸縮作用

電抗器鐵心餅采用硅鋼片制作，被磁化后發(fā)生磁致伸縮變形，引起內(nèi)應(yīng)力變化[14]。針對(duì)鐵心硅鋼片磁致伸縮數(shù)據(jù)，將磁致伸縮蝴蝶曲線峰峰值與磁場(chǎng)強(qiáng)度峰值通過三次樣條插值得到平滑的磁致伸縮單值曲線。通過計(jì)算得到的磁場(chǎng)強(qiáng)度，即可確定磁致伸縮應(yīng)變，進(jìn)而通過彈性力學(xué)基本原理確定磁致伸縮應(yīng)力[15]。

3.1.3 麥克斯韋力

電抗器鐵心所受麥克斯韋力可通過麥克斯韋張量的面積積分計(jì)算得到：

(8)

式中，Tmax為麥克斯韋應(yīng)力張量；n為求解表面的法向單位矢量；μ0為真空磁導(dǎo)率；Siron為包圍整個(gè)鐵心的封閉曲面。通過電磁方程求解得到x、y、z方向的磁通密度后，即可求出麥克斯韋力。

3.1.4 結(jié)構(gòu)力場(chǎng)與振動(dòng)方程

為求解鐵心振動(dòng)位移、速度與加速度特性，采用三維彈性力學(xué)模型描述應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，公式如下所示[16]：

(9)

式中，σ為應(yīng)力張量；D為材料的彈性張量；α為泊松比。

忽略鐵心的阻尼效應(yīng)，建立任意自由度的振動(dòng)微分方程：

(10)

3.1.5 聲場(chǎng)仿真

電抗器聲場(chǎng)的偏微分方程為：

(11)

式中，c為聲速；p為聲壓。

聲壓與振動(dòng)位移的關(guān)系為：

(12)

式中，ρ為空氣密度。

噪聲聲壓級(jí)(Soud Pressure Level, SPL)為：

(13)

式中，p0為空氣中參考聲壓，一般取2×10-5Pa。

聯(lián)立(9)～式(11)，即可求得電抗器聲場(chǎng)分布結(jié)果。

3.2 仿真分析與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

圖4 并聯(lián)電抗器試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c噪聲測(cè)試

針對(duì)三維隔振墊安裝前后的電抗器模型，對(duì)其施加1倍額定電壓，分別開展噪聲振動(dòng)測(cè)試試驗(yàn)。噪聲測(cè)點(diǎn)布設(shè)于電抗器高度1/2處，與電抗器表面距離0.3 m，圍繞電抗器均勻分布，測(cè)點(diǎn)數(shù)目為14個(gè)，如圖5中測(cè)點(diǎn)1～14。振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布設(shè)于4個(gè)油箱表面正中心，避開加強(qiáng)筋，如圖5中振動(dòng)點(diǎn)1～4。噪聲振動(dòng)測(cè)量設(shè)備為RION SA-A1多通道振動(dòng)噪聲測(cè)試系統(tǒng)。測(cè)量完成后，電抗器平均聲壓級(jí)按照式(14)計(jì)算，電抗器整體振動(dòng)值取4個(gè)測(cè)點(diǎn)的算數(shù)平均值。

(14)

圖5 電抗器噪聲振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)示意圖

3.2.1 電磁仿真結(jié)果

針對(duì)該并聯(lián)電抗器等效模型的電磁部分，建立了1/8三維仿真模型，主要由鐵心、鐵軛、夾件、線圈、油箱等組成，如圖6所示。對(duì)電抗器施加額定工況后，各關(guān)鍵構(gòu)件磁密分布如圖7(a)～7(c)所示。

圖6 并聯(lián)電抗器三維電磁仿真模型

圖7 并聯(lián)電抗器及不同構(gòu)件的磁通密度仿真結(jié)果

由圖7可知，電抗器等效模型內(nèi)部整體磁場(chǎng)分布均勻，鐵心餅磁通密度約1.1 T左右。

3.2.2 振動(dòng)仿真與測(cè)試結(jié)果

針對(duì)并聯(lián)電抗器等效模型整體，采用參數(shù)化建模方法建立了三維力學(xué)仿真模型。根據(jù)電抗器實(shí)際結(jié)構(gòu)特征，分別對(duì)電抗器整體設(shè)備結(jié)構(gòu)及其鐵心柱結(jié)構(gòu)、鐵軛結(jié)構(gòu)、器身結(jié)構(gòu)、定位壓緊結(jié)構(gòu)、支撐結(jié)構(gòu)建立了實(shí)體單元網(wǎng)格模型，如圖8所示。

圖8 電抗器整體設(shè)備的網(wǎng)格化結(jié)構(gòu)仿真模型

將電磁仿真結(jié)果代入式(9)和式(10)中，求解鐵心餅所受麥磁致伸縮應(yīng)力和克斯韋應(yīng)力，將其作為激勵(lì)源施加于電抗器力學(xué)仿真模型中，計(jì)算獲得電抗器振動(dòng)場(chǎng)分布。圖9為電抗器器身與油箱振動(dòng)分布計(jì)算結(jié)果。圖10為振動(dòng)點(diǎn)1處，采用頻域分析計(jì)算的仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比。表4為不同振動(dòng)點(diǎn)處的振動(dòng)仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比。

圖9 電抗器振動(dòng)場(chǎng)分布仿真結(jié)果

圖10 振動(dòng)點(diǎn)1處振動(dòng)測(cè)試及仿真結(jié)果比較

表4 不同振動(dòng)測(cè)點(diǎn)處測(cè)試及仿真結(jié)果比較

由圖9可知，電抗器線圈、鐵軛等部件振動(dòng)水平較低，鐵心拉桿、夾件等部件與鐵心振源剛性連接，尤其是器身與油箱連接位置，作為振動(dòng)的主要傳遞途徑，振動(dòng)狀況最為嚴(yán)重。由圖10可知，電抗器振動(dòng)主要分布在100 Hz的倍頻上，超過500 Hz后，電抗器振動(dòng)加速度迅速減小。由表4可知，電抗器不同側(cè)面的振動(dòng)加速度有所差別，試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果誤差不超過5%。引起該誤差的原因在于，實(shí)際電抗器產(chǎn)品在組裝過程中，緊固件的預(yù)緊力大小、各構(gòu)件安裝精度等參數(shù)值存在一定的隨機(jī)性，仿真模型難以準(zhǔn)確描述此類影響因素。

在器身、油箱連接位置安裝新型三維隔振裝置后，對(duì)電抗器振動(dòng)狀況進(jìn)行仿真分析與試驗(yàn)測(cè)試。由于該隔振裝置安裝于器身底部、油箱間，未對(duì)器身本體振動(dòng)產(chǎn)生影響，故僅分析了油箱振動(dòng)狀況，如圖11所示。表5為安裝隔振裝置后油箱表面的振動(dòng)測(cè)試對(duì)比情況。由圖11、表5可知，該隔振裝置的安裝顯著降低了油箱的振動(dòng)水平，根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試，油箱表面平均振動(dòng)加速度由0.572 m/s2下降至0.491 m/s2，取得了良好的減振效果。

圖11 安裝隔振裝置后油箱振動(dòng)場(chǎng)分布仿真結(jié)果

表5 安裝隔振裝置后的不同振動(dòng)測(cè)點(diǎn)處測(cè)試值與仿真值

3.2.3 聲場(chǎng)仿真與測(cè)試結(jié)果

對(duì)安裝隔振裝置前后的電抗器噪聲進(jìn)行仿真分析。為顯示三維空間中聲場(chǎng)分布，選擇兩個(gè)相互垂直的平面以及地面，將電抗器及周邊聲場(chǎng)平均分割為4份，隔振裝置安裝前后，電抗器周邊的SPL仿真結(jié)果分別如圖12和圖13所示。表6為隔振裝置安裝前后測(cè)點(diǎn)位置噪聲仿真與測(cè)試結(jié)果。

圖12 安裝隔振裝置前電抗器聲場(chǎng)仿真結(jié)果

圖13 安裝隔振裝置后電抗器聲場(chǎng)仿真結(jié)果

表6 安裝隔振裝置前后測(cè)點(diǎn)處噪聲測(cè)試與仿真結(jié)果

由圖12、圖13可知，電抗器噪聲主要通過頂部向四周傳播，安裝隔振裝置后，周邊聲壓級(jí)水平有所下降。隨距離的增加，噪聲級(jí)逐漸衰減。由表6可知，隔振裝置安裝前后，電抗器平均聲壓級(jí)分別為64.5 dB(A)和62.2 dB(A)，隔振裝置的降噪量達(dá)到2.3 dB，測(cè)量值與仿真值誤差不超過1 dB。對(duì)于測(cè)點(diǎn)11、12、13和14，測(cè)量值和仿真值的偏差為2～8 dB，造成此偏差的原因在于電抗器仿真模型不能完全描述實(shí)際產(chǎn)品的組裝狀態(tài)，電抗器內(nèi)部各構(gòu)件的預(yù)緊力、連接方式等均會(huì)對(duì)噪聲分布產(chǎn)生影響。

4 結(jié)論

本文研究了一種耐油耐高溫三維隔振裝置，通過安裝在電抗器器身與油箱之間，降低了電抗器整體振動(dòng)水平，并將該裝置安裝于電抗器等效模型中，通過試驗(yàn)測(cè)試和仿真計(jì)算，驗(yàn)證了其降噪效果，所得結(jié)論如下：

(1)隔振裝置以氟橡膠和氫化丁腈橡膠作為主要組分，表面設(shè)有阻尼凸粒，振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)測(cè)試結(jié)果顯示，該裝置在50～800 Hz范圍內(nèi)隔振效率達(dá)到90%以上，經(jīng)加速老化試驗(yàn)驗(yàn)證，其服役壽命達(dá)到13.6年。

(2)電抗器鐵心激振力由麥克斯韋力和磁致伸縮應(yīng)力組成，鐵心振動(dòng)通過器身與油箱間的剛性連接部件以及絕緣油傳遞至油箱。

(3)電抗器油箱振動(dòng)仿真誤差未超過5%，近場(chǎng)噪聲仿真誤差未超過1 dB。

(4)安裝三維隔振裝置后，電抗器的噪聲振動(dòng)水平顯著下降，其平均振動(dòng)加速度由0.572 m/s2下降至0.491 m/s2，近場(chǎng)平均聲壓級(jí)由64.5 dB(A)下降至62.2 dB(A)。