熊易，李金宇，雷曉燕，左中秋，祝令瑜，汲勝昌，鄔雄

（1.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，武漢 430074；2.西安交通大學(xué)電力設(shè)備電氣絕緣國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049）

0 引言

近年來(lái)，隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，許多特高壓直流輸電線路通過(guò)審批、進(jìn)行建設(shè)并逐漸投運(yùn)。在特高壓直流輸電工程為東部地區(qū)帶來(lái)清潔能源的同時(shí)，特高壓直流換流站的噪聲問(wèn)題也更加突出，交流濾波場(chǎng)中電容器裝置的噪聲控制問(wèn)題也變得更加嚴(yán)峻[1-2]。在換流站的電容器裝置中，由于電容器中流過(guò)的諧波電流成分多，幅值大，總臺(tái)數(shù)較多，電容器裝置的噪聲聲功率可以達(dá)到105 dB，這種聲功率大小不低于換流變壓器的水平[1-2]。相對(duì)而言，換流變壓器以及換流閥均可采用Box-in 等技術(shù)進(jìn)行隔聲處理[3]，而濾波電容器裝置由于臺(tái)數(shù)多、占地面積大、靠近廠界等特點(diǎn)，其噪聲問(wèn)題難以解決。針對(duì)電容器噪聲問(wèn)題，學(xué)者從電容器振動(dòng)及噪聲特性、電容器噪聲評(píng)價(jià)與降噪措施等方面展開(kāi)研究[4]。

電容器的振動(dòng)來(lái)源于交變電場(chǎng)作用下極板間的靜電力。M.D.Cox 等學(xué)者最早對(duì)簡(jiǎn)化的雙極板電容模型進(jìn)行了受力分析，發(fā)現(xiàn)電容器極板間的靜電力與所加電壓瞬時(shí)值的平方成正比[5]。靜電力引發(fā)電容器的振動(dòng)，倪學(xué)峰等學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)振動(dòng)和噪聲與電壓平方線性相關(guān)[6]。進(jìn)一步的研究表明，電壓頻率、諧波頻率組合、諧波初相位同樣也是電容器振動(dòng)與噪聲的重要影響因素[7-9]。

電容器單元聲功率是評(píng)價(jià)電容器噪聲的直接指標(biāo)。其獲取方法包括基于外殼振動(dòng)的計(jì)算法以及基于聲壓和聲強(qiáng)測(cè)量的試驗(yàn)法[2]。頻響函數(shù)是利用外殼振動(dòng)計(jì)算電容器單元聲功率的關(guān)鍵，獲取方法包括放電法[10]、掃頻法[11]及機(jī)械激勵(lì)法[12]。但在振動(dòng)響應(yīng)與聲功率的后續(xù)推導(dǎo)之中，輻射噪聲比往往難以確定，因此在工程實(shí)際中該方法使用較少。利用聲強(qiáng)測(cè)量來(lái)確定電容器單元聲功率的方法可以很好避免外界干擾，但存在測(cè)試系統(tǒng)昂貴，測(cè)試流程復(fù)雜的弊端。因此工程上常采用聲壓測(cè)量的方法確定電容器單元聲功率[13]。

對(duì)于電容器裝置，目前工程上常采用抽象模型法來(lái)進(jìn)行噪聲的計(jì)算。例如合肥工業(yè)大學(xué)的魏浩征提出的用垂直線聲源代替復(fù)雜的電容器裝置模型，實(shí)現(xiàn)了模型的簡(jiǎn)化[14]。但沒(méi)有對(duì)將多臺(tái)電容器轉(zhuǎn)換為線聲源的方法進(jìn)行詳細(xì)的說(shuō)明。而且以上各種電容器裝置的噪聲計(jì)算方法中，均未考慮電容器單元之間的相互影響，裝置的總聲功率視為單元聲功率的線性疊加。

但由于各電容器單元發(fā)出的噪聲是同頻相干的，聲源之間存在相互作用，通過(guò)式（1）計(jì)算得到的整體聲功率級(jí)會(huì)產(chǎn)生較大偏差。

為減小電容器噪聲，很多學(xué)者對(duì)電容器單元設(shè)計(jì)了種種降噪措施。目前的研究主要是從電容器單元角度入手，但是對(duì)電容器單元之間的相互影響研究較少。吳鵬博士提出了使用微穿孔結(jié)構(gòu)、可壓縮空氣結(jié)構(gòu)和使用雙底面結(jié)構(gòu)的措施作為電容器單元內(nèi)部降噪措施[15]。祝令瑜博士提出將泡沫減振器放置在電容器底面子與外殼之間利用新材料進(jìn)行寬頻帶降噪[15-16]，這是利用新材料進(jìn)行寬頻帶降噪。其他學(xué)者也分別提出了包括波紋管減振系統(tǒng)[17]、利用共振消聲系統(tǒng)[18-19]以及對(duì)電容器進(jìn)行調(diào)諧減振降噪[20]作為電容器內(nèi)部降噪措施。同樣還有學(xué)者提出外部增加隔聲腔與隔聲罩[21]等降噪措施作為電容器單元外部降噪措施。這些措施的提出使得電容器單元的噪聲得到了一定的控制，文獻(xiàn)[22]提出了利用調(diào)整底面間距控制整個(gè)電容器裝置聲功率的方法，文獻(xiàn)[23]提出了利用中心對(duì)稱布置方式降低電容器裝置聲功率，但是這些文章僅僅研究了底面間距對(duì)聲功率的影響，沒(méi)有研究側(cè)面間距，層高等其他空間距離對(duì)電容器裝置噪聲的影響，也沒(méi)有提出電容器裝置中單元的安裝方式對(duì)聲功率與指向性的影響。

本文研究電容器單元間的相互影響，根據(jù)電容器單元間相互影響與特性，調(diào)整電容器單元間的空間距離與安裝方式對(duì)電容器裝置整體進(jìn)行降噪。

本文在分析了電容器振動(dòng)噪聲特性的基礎(chǔ)上，以簡(jiǎn)化電容器裝置模型研究電容器裝置的空間距離與安裝方式對(duì)電容器裝置噪聲聲功率的影響，為降低電容器裝置噪聲設(shè)計(jì)總結(jié)了規(guī)律，并根據(jù)實(shí)際案例提出了一種基于空間距離與安裝方式的電容器裝置噪聲優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。

1 濾波電容器單元仿真模型

1.1 邊界條件的獲取

使用基于邊界元法的LMS.Virtual Lab 進(jìn)行仿真。首先進(jìn)行了電容器外殼表面振動(dòng)的測(cè)試，根據(jù)測(cè)量得到的振動(dòng)數(shù)據(jù)作為邊界條件，建立了電容器單元與簡(jiǎn)化電容器組的仿真模型[24-25]。

利用圖1 所示的加載回路測(cè)量電容器表面振動(dòng)，電抗器用于補(bǔ)償工頻電流，提高回路的載荷能力。測(cè)試時(shí)加載的電流見(jiàn)表1，該加載方式類似于文獻(xiàn)[25]中提出的多頻掃頻法，可以利用數(shù)量較少的諧波電流，同時(shí)激發(fā)出較多頻次的振動(dòng)和噪聲，提高實(shí)驗(yàn)效率。被測(cè)電容器的型號(hào)為BAM11/ 3-134-1W，額定電壓為6.35 kV，額定電流為21 A，無(wú)功容量為134 kvar，額定電容為10.58 μF。

表1 電容器單元模型加載電流Table 1 Loading current of capacitor unit model

該加載條件對(duì)應(yīng)的電壓平方的頻譜見(jiàn)圖2，激發(fā)出的振動(dòng)與噪聲頻率與電壓平方相同，主要為100 Hz 及100 Hz 的倍頻，在2 500 Hz 以下的頻率范圍內(nèi)比較顯著。

圖2 電壓平方的頻譜Fig.2 Frequency spectrum of voltage’s square

測(cè)量電容器外殼振動(dòng)，采集振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行相位校正，繪制電容器表面振動(dòng)速度形態(tài)，振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)見(jiàn)圖3。振動(dòng)速度云圖分布見(jiàn)圖4，振幅單位為mm/s，電容器表面振動(dòng)形態(tài)見(jiàn)圖5，未測(cè)量空白部分為電容器套管。

圖3 電容器外殼振動(dòng)采集系統(tǒng)Fig.3 Vibration acquisition system of capacitor shell

圖4 電容器振動(dòng)速度分布云圖Fig.4 Vibration speed distribution cloud of capacitor

圖5 電容器振動(dòng)歸一化形態(tài)圖Fig.5 Normalized vibration shape of capacitor’s surface

電容器底面和頂面的振動(dòng)最為劇烈，且明顯高于兩個(gè)側(cè)面；對(duì)于兩個(gè)側(cè)面的表面來(lái)說(shuō)，靠近頂面部分的振動(dòng)速度較大。電容器底面和頂面的振動(dòng)主要是由心子主振方向的振動(dòng)，經(jīng)外絕緣結(jié)構(gòu)直接轉(zhuǎn)遞出來(lái)的，側(cè)面振動(dòng)主要是通過(guò)浸漬劑和頂面底面的彎矩傳遞而來(lái)的。由于電容器單元的幾何對(duì)稱性，電容器的兩個(gè)寬側(cè)面和兩個(gè)窄側(cè)面的振動(dòng)可以看作相同的[21]。

利用電容器表面振動(dòng)測(cè)量數(shù)據(jù)作為電容器單元的邊界條件，仿真簡(jiǎn)化電容器組噪聲分布與聲功率。

1.2 電容器組模型簡(jiǎn)化

電容器組中的電容器單元是分層排列的，見(jiàn)圖6。每層中由兩兩底面相對(duì)的電容器并排構(gòu)成，每排中的電容器單元均為平行同向布置，相鄰兩臺(tái)單元之間留有一定的間距。因此可以將電容器單元間的相互關(guān)系簡(jiǎn)化為平行同向布置的兩臺(tái)電容器單元、同層布置的4 臺(tái)電容器單元以及兩層布置的8 臺(tái)電容器單元。

圖6 錫盟換流站BP13電容器裝置Fig.6 BP13 capacitor in Ximeng converter station

相同電容器噪聲特性幾乎相同，多臺(tái)濾波電容器單元看成相同聲源。由于兩臺(tái)電容器在空間上存在對(duì)稱性，利用增加剛性反射面的方式對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，提高仿真的運(yùn)算效率，仿真模型見(jiàn)圖7。

圖7 電容器裝置簡(jiǎn)化模型Fig.7 Simplified model of capacitor

2 布置方式對(duì)單元間噪聲特性的影響

2.1 空間間距對(duì)單元間噪聲特性的影響

電容器裝置中電容器單元的排布為規(guī)律的矩形陣列排布，如圖6 所示。因此電容器的單元之間主要存在3 個(gè)方向的間隔距離，即底面間距、側(cè)面間距以及相鄰兩層電容器單元間的層高。下面針對(duì)這3 個(gè)方向的間距分別進(jìn)行討論，并在主要噪聲頻率的基礎(chǔ)上分析，以便于觀察不同頻率下的間距影響情況。

1）底面間距。

建立底面相對(duì)的兩臺(tái)電容器仿真模型，通過(guò)包絡(luò)的方式獲取不同底面間距下的總輻射聲功率級(jí)。由于存在聲源間的相互作用，仿真得到的聲功率級(jí)與傳統(tǒng)的式（1）計(jì)算得到的聲功率級(jí)存在差值，該差值隨底面間距的變化見(jiàn)圖8。

由圖8 可以看出，隨著底面間距的增加，總聲功率級(jí)發(fā)生明顯的周期性波動(dòng)，最大可比傳統(tǒng)計(jì)算得到的總聲功率級(jí)高15.48 dB，最低低于傳統(tǒng)方法3.83 dB，因此底面間距的變化可以顯著改變總輻射聲功率級(jí)。

圖8 聲功率級(jí)差值隨底面間距變化的示意圖Fig.8 Schematic diagram of variation of sound power level with bottom spacing

當(dāng)頻率不高于900 Hz 時(shí)，聲波波長(zhǎng)接近或長(zhǎng)于電容器底面尺寸，聲源形式逐漸接近于點(diǎn)聲源，即底面間距約為3/4 波長(zhǎng)時(shí)，輻射聲功率達(dá)到極小值，底面間距為5/4 波長(zhǎng)時(shí)，輻射聲功率達(dá)到極大值。

由于電容器底面噪聲并非理想情況下的無(wú)限大板上的圓形活塞輻射，且將中心處的聲壓與整個(gè)振源上的聲壓進(jìn)行等效，因此正負(fù)半周明顯不對(duì)稱，正半周聲功率增大量明顯高于負(fù)半周減小量；在輻射聲功率出現(xiàn)極大值的間距附近，輻射聲功率急劇變化，而在其他間距時(shí)，輻射聲功率多穩(wěn)定在低于傳統(tǒng)計(jì)算結(jié)果的水平。正半周的峰值包絡(luò)線可近似為

其中l(wèi)為底面間距，單位為mm，與圖8 一致。由此可見(jiàn)，其聲壓沿底面間距的方向傳播時(shí)，近似于按1l發(fā)生衰減，其衰減形式與柱面波類似。

2）側(cè)面間距。

建立平行布置的兩臺(tái)電容器仿真模型，調(diào)整單元的側(cè)面間距，得到各頻率輻射聲功率級(jí)隨側(cè)面間距的變化曲線，并與傳統(tǒng)方法計(jì)算的結(jié)果作差，見(jiàn)圖9。

圖9 聲功率級(jí)差值隨側(cè)面間距的變化Fig.9 Variation of sound power level with lateral spacing

從1 500 Hz 與1 800 Hz 的結(jié)果來(lái)看，高頻下出現(xiàn)極大值的側(cè)面間距與底面間距基本相同?？紤]到高頻噪聲的方向性更強(qiáng)，因此該部分主要由寬側(cè)面間的相互影響所產(chǎn)生。但隨著頻率的降低，平行的底面之間也會(huì)產(chǎn)生相互作用，使得曲線呈現(xiàn)出不規(guī)則的變化。由于寬側(cè)面的振動(dòng)明顯小于頂面和底面，且振動(dòng)呈現(xiàn)明顯的波動(dòng)性，所以側(cè)面間距對(duì)聲功率級(jí)的影響明顯小于底面間距，僅在側(cè)面間距小于150 mm 的范圍內(nèi)發(fā)生明顯的相互影響。其中1 500 和1 600 Hz 的聲功率會(huì)隨距離增大而增大；1 200～1 400 Hz 會(huì)隨間距的增大達(dá)到一極小值，之后隨距離增大而增大；其余頻率下，聲功率隨距離的增大而不斷減小。

3）層高。

建立平行放置的兩臺(tái)不同層高的電容器仿真模型，得到層高對(duì)聲功率級(jí)的影響見(jiàn)圖10。從圖中可以看出，層高對(duì)聲功率級(jí)的影響微乎其微。主要是由于相對(duì)的窄側(cè)面面積小，振動(dòng)速度明顯低于底面和頂面，導(dǎo)致窄側(cè)面間的相互作用較?。浑娙萜鞯酌鏋殚L(zhǎng)方形，沿底面較長(zhǎng)邊的方向?yàn)閷痈叩姆较颍@樣變相增加了聲源中心間的尺寸。因此，層高對(duì)多臺(tái)電容器的噪聲聲功率影響不大。

圖10 聲功率級(jí)差值隨層高的變化Fig.10 Variation of sound power level difference with layer height

2.2 安裝方式對(duì)單元間噪聲特性的影響

電容器組中，電容器單元的常規(guī)安裝方式有平臥與立臥兩種[26-27]。有研究發(fā)現(xiàn)兩種安裝方式下的單元輻射聲功率級(jí)差異較小。但安裝方式對(duì)單元間的噪聲影響特性也可能會(huì)產(chǎn)生影響，需要進(jìn)一步分析。

平臥與立臥兩種安裝方式其實(shí)在本質(zhì)上是相同的，即將原本的底面間距不變，側(cè)面間距與層高的關(guān)系進(jìn)行交換，即可實(shí)現(xiàn)了兩種安裝方式間的交換。由于絕緣距離的限制，電容器組中的層高一般較大，相鄰兩層之間的影響十分微弱。因此建立單層的4 臺(tái)電容器模型，保持各電容器中心位置不變，分別求得兩種安裝方式下的聲功率與指向性圖，見(jiàn)表2 和圖11。

表2 立臥與平臥聲功率對(duì)比Table 2 Comparison of sound power with capacitor in vertical and horizontal layout

圖11 安裝方式對(duì)指向性的影響Fig.11 Influence of installation mode on direction

從中可以看出，大部分頻率下平臥與立臥的輻射聲功率級(jí)十分接近。這是由于保持電容器單元平臥和立臥時(shí)的中心位置不變，因此立臥的電容器之間側(cè)面間距已非常大，導(dǎo)致側(cè)面間距對(duì)聲功率級(jí)的影響可以忽略，立臥中層高對(duì)聲功率級(jí)的影響更是非常微弱，因此總聲功率主要受底面間距的影響，平臥與立臥的差異較小。根據(jù)圖11 可以發(fā)現(xiàn)，由立臥改為平臥后，噪聲指向性的形狀基本類似，但在0°方向的聲壓方向性明顯增強(qiáng)，而在90°方向的聲壓明顯減弱。因此在占地面積合適的情況下，選擇平臥可以有效減小90°方向的噪聲聲壓級(jí)。

3 電容器組的噪聲優(yōu)化布局方案

通過(guò)對(duì)電容器單元間的噪聲相互影響關(guān)系的研究，可以據(jù)此提出基于噪聲控制的電容器組優(yōu)化布局方案。

首先針對(duì)電容器組的布置方向，建議套管側(cè)不朝向附近的廠界，因?yàn)樘坠軅?cè)多具有明顯的噪聲指向性。其次在占地面積允許的情況下盡量選擇平臥放置，這樣可以進(jìn)一步削弱非套管側(cè)的噪聲指向性。同時(shí)，在滿足絕緣距離和機(jī)械強(qiáng)度的前提下，盡量提高裝置的層高，以降低電容器裝置輻射聲壓的絕對(duì)值。最后根據(jù)電容器組中的單元型號(hào)和諧波電流，確定電容器單元噪聲主要頻率分量，進(jìn)而選取合適的底面與側(cè)面間距。一般而言，為方便串并聯(lián)以及減小電容器裝置的占地面積，電容器單元多采用立臥安裝，側(cè)面間距的可調(diào)范圍較小。

下面以錫盟換流站BP13 濾波電容器裝置的聲場(chǎng)優(yōu)化布局為例進(jìn)行介紹。電容器單元型號(hào)為AAM9.68-517.4-1W，額定電容為17.58 μF，單元外殼尺寸為388 mm×178 mm×920 mm，主要噪聲分量見(jiàn)圖12，頻段為500～700 Hz。

圖12 電容器單元的聲功率級(jí)Fig.12 Sound power level of capacitor unit

500、600、700Hz 的聲功率級(jí)修正值隨底面間距和側(cè)面間距的變化曲線見(jiàn)圖13 和圖14，查詢?cè)撟兓€，選取合適的尺寸作為間距。該裝置中單元在空間布置的原始尺寸如下，最下層下表面距地2 300 mm，層高936 mm，底面間距530 mm，側(cè)面間距85 mm。一層電容器單元的占地面積約為4.785 m2。

圖13 聲功率級(jí)差值隨底面間距的變化Fig.13 Variation of sound power level with the bottom spacing

圖14 聲功率級(jí)差值隨側(cè)面間距的變化Fig.14 Variation of sound power level with the lateral spacing

根據(jù)聲功率級(jí)修正值的變化曲線，由于700 Hz為最主要的噪聲來(lái)源，選取底面間距為460 mm，即700 Hz 噪聲聲功率級(jí)最低處?？紤]到側(cè)面間距對(duì)占地面積的改變較大，因此設(shè)計(jì)兩個(gè)方案的側(cè)面間距，方案1 采用側(cè)面間距170 mm，即防止側(cè)面間距使得噪聲聲功率放大；方案2 采用側(cè)面間距230 mm，以達(dá)到最大程度的聲功率級(jí)降低。針對(duì)方案1 和方案2，利用已有的縮比模型模擬實(shí)際的電容器組，為簡(jiǎn)便計(jì)算，只取靠近地面的3 層電容器進(jìn)行仿真計(jì)算，得到的結(jié)果見(jiàn)表3。從表格中可以看出，兩種方案在500～700 Hz 范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)了良好的降噪效果，最大降噪量可達(dá)4.84 dB，全頻段的總聲功率級(jí)降低2.01 dB。考慮到兩種方案均會(huì)對(duì)電容器裝置的占地面積產(chǎn)生影響，方案1 使單層電容器單元的占地面積增加25.6%，方案2 使占地面積增加35.7%，而兩種方案的總聲功率級(jí)的差值僅為0.56 dB，因此建議使用方案1 作為最終的優(yōu)化布局方案。

表3 兩種降噪方案對(duì)比Table 3 Comparison of two kinds of noise reduction schemes

4 結(jié)語(yǔ)

本文通過(guò)仿真研究電容器單元間噪聲相互影響及裝置聲場(chǎng)優(yōu)化措施得到以下主要結(jié)論：

1）底面間距和側(cè)面間距對(duì)電容器組總輻射聲功率的影響較大，并隨著間距的增大呈現(xiàn)波動(dòng)變化，輻射噪聲的聲壓也隨之波動(dòng)變化；兩層電容器之間的相互作用較小，層高對(duì)電容器組整體的聲功率影響可以忽略，層高的降低會(huì)使輻射聲壓有所提高；

2）在保持電容器單元中心位置不變的基礎(chǔ)上，多臺(tái)電容器平臥與立臥的輻射聲功率基本一致，即安裝方式對(duì)聲功率的影響不大，但會(huì)改變?cè)肼暤闹赶蛐浴?/p>

3）根據(jù)空間間距和安裝方式對(duì)多臺(tái)電容器噪聲特性的影響規(guī)律，以錫盟BP13 濾波電容器裝置為例，提出電容器組的噪聲優(yōu)化布局方案，結(jié)果顯示可以有效降低電容器裝置的整體噪聲水平，主要頻率的聲功率級(jí)減噪量可達(dá)4 dB 以上，占地面積增加約25.6%。