高壓并聯電抗器器身-油箱間振動控制與仿真分析

田 一， 劉主光， 由偉翰， 易永利， 聶京凱， 韓 鈺

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

1 引言

高壓并聯電抗器主要用于補償電力系統無功功率，抑制線路過電壓，是保障電力系統穩(wěn)定運行的重要電氣設備[1]。為避免磁飽和，電抗器鐵心采用多氣隙結構，由多個鐵心餅組成，漏磁現象較為嚴重。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，電抗器運行過程中的噪聲振動水平很高。根據中國電科院開展的換流站噪聲測試[2]，特高壓電抗器聲壓級為70.6～78.0 dB，超出了國網物資采購標準規(guī)定的70 dB限值。

作為主要聲源設備之一，電抗器產生的噪聲振動不僅使變電站換流站面臨站界噪聲超標的風險，也會引起緊固裝置松動、疲勞，增加設備的運行故障率。電力設備廠家、學者為解決電抗器振動問題，開展了大量研究：常晨等[3]建立了油浸式電抗器等效試驗模型，分析了鐵心磁通密度、壓緊力對噪聲水平的影響規(guī)律；田蔥等[4]建立了單相并聯電抗器的仿真模型，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的關聯關系，并提出通過改進氣隙材料硬度降低電抗器振動的方法。ROSSI等[6]綜合考慮磁致伸縮、麥克斯韋力和電抗器結構參數的影響，建立了電抗器電磁-機械耦合仿真模型，提出了降低鐵心餅間電磁力的方法。周兵等[7]在測試分析電抗器聲功率級、聲壓級和噪聲衰減干涉特性基礎上，總結了電抗器聲源控制、輔助降噪和有源控制措施。

目前，電抗器降噪技術主要分為本體降噪與輔助降噪兩類。輔助降噪技術采用隔聲罩、隔聲屏障和隔振器等措施[8，9]，降低噪聲振動傳遞效率，但并未從根源上解決噪聲振動問題[10]。本體降噪技術針對聲源設備，通過材料、工藝改進和降噪裝置應用，抑制噪聲振動的產生和結構間的傳遞。該技術可直接提升電抗器環(huán)保水平，因而獲得廣泛關注。設備廠家應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的充分驗證。本文主要針對電抗器器身底部與油箱間的振動傳遞問題，通過設計一種三維高阻尼隔振墊，將器身-油箱間的剛性連接轉變?yōu)槿嵝赃B接，從而控制油箱振動，降低電抗器整體噪聲水平，并通過仿真和試驗測試分析其降噪效果。

2 隔振設計

將器身、油箱隔振系統簡化為單自由度隔振系統，在交變電流產生的電磁場作用下，隔振系統中的物體運動微分方程為[11]：

(1)

式中，z為器身位移；ze為油箱位移；m為系統的總質量；k為系統的剛度；c為系統的阻尼系數。

系統的振動傳遞效率為：

(2)

目前，已有國內外設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]，并通過理論推導和仿真計算驗證其降噪效果，但未獲得廣泛應用。主要原因在于隔振墊長期處于高溫、油浸環(huán)境，器身重量達數十噸，在此服役條件下隔振墊因機械性能、耐老化性能的不足，難以長期保持良好的隔振性能。為此，本文對阻尼橡膠配方和性能進行優(yōu)化設計。根據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 ℃。在運行工況下，電抗器振動能量主要分布在低頻范圍的100 Hz基頻及其倍頻上。針對電抗器振動特性和油箱內服役環(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250℃以上，氫化丁腈橡膠的力學性能優(yōu)異。二者共混后，通過分子間空間位阻和共交聯后的強制纏繞作用，提升橡膠分子鏈段的運動阻力，使其玻璃化轉變溫度向高溫偏移[13]，從而提升其高溫下的損耗因子(tanδ)。同時，以片狀蒙脫土作為改性填充劑，進一步優(yōu)化材料的機械強度和阻尼性能。該阻尼橡膠的主要參數如表1所示。

表1 電抗器器身隔振用阻尼橡膠主要性能參數

為了提升隔振墊三維方向的隔振效果，隔振器采用壓剪復合式結構，同時，在表面設計厚度2 mm的阻尼凸粒。完成隔振裝置定型后，將其安裝于振動試驗臺上，施加振動頻率50～800 Hz、加速度峰值1 g的連續(xù)正弦波振動譜，獲得了材料在此振動激勵條件下的響應特征，如圖1所示。由圖1中可知，在50～800 Hz范圍內，隔振器的加速度響應幅值基本在0.1 g以下，隔振效率達到90%以上。

圖1 振動試驗中隔振裝置的加速度響應

按照《HJ/T380-2007 橡膠隔振裝置》要求，采用激勵多次平均法測定隔振裝置主要動載特征，得到隔振裝置三向固有頻率和動剛度，如表2所示。

表2 隔振裝置三向固有頻率與動剛度

在液壓伺服疲勞試驗機上進行隔振裝置動態(tài)循環(huán)試驗，試驗載荷為正弦載荷，頻率為100 Hz，載荷力變化范圍為10～50 kN，循環(huán)載荷加載次數為300萬次。加載試驗前和加載試驗后，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械性能。

圖2 隔振裝置在循環(huán)載荷下的滯回曲線

為進一步評估該隔振裝置在油箱內的耐候性能，按照GB/T 20028-2005《硫化橡膠或熱塑性橡膠 應用阿累尼烏斯圖推算壽命和最高使用溫度》的方法，對隔振裝置進行高溫加速老化試驗。

將隔振阻尼材料浸泡于不同溫度的高溫絕緣油中，并測試不同時間下的斷裂強度，以斷裂強度下降至原始值的50%作為臨界值，即17.9 MPa。為盡量縮短試驗時間，絕緣油溫度設置為150 ℃、180 ℃、210 ℃和240 ℃。試樣拉伸強度下降至臨界值所用時間如表3所示。以溫度的倒數為橫坐標，所用時間的對數為縱坐標，建立了橡膠的阿累尼烏斯圖(時間-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為橡膠抗拉強度下降至臨界值所用時間(單位h)。由于絕緣油溫一般不超過80 ℃，根據式(3)計算，該橡膠壽命為13.6年。電抗器每10年大修一次，屆時可更換隔振墊，故該橡膠壽命滿足電抗器服役要求。

表3 隔振橡膠強度下降至臨界值所用時間

圖3 阻尼橡膠的阿累尼烏斯圖與擬合曲線

3 并聯電抗器振動控制試驗測試與仿真分析

3.1 理論分析

3.1.1 電磁方程

并聯電抗器正常工作時，可忽略位移電流對電位移矢量的影響，其內部電磁場特征可通過麥克斯韋方程組描述：

(4)

式中，H為磁場強度；J為電流密度；B為磁感應強度；E為電場強度。以上各物理量滿足：

(5)

式中，μ為磁導率；γ為媒質電導率。引入矢量磁位A，其偏微分方程為：

B=×A

(6)

同時，電流密度可通過式(7)計算：

(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，引起內應力變化[14]。針對鐵心硅鋼片磁致伸縮數據，將磁致伸縮蝴蝶曲線峰峰值與磁場強度峰值通過三次樣條插值得到平滑的磁致伸縮單值曲線。通過計算得到的磁場強度，即可確定磁致伸縮應變，進而通過彈性力學基本原理確定磁致伸縮應力[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算得到：

(8)

式中，Tmax為麥克斯韋應力張量；n為求解表面的法向單位矢量；μ0為真空磁導率；Siron為包圍整個鐵心的封閉曲面。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 結構力場與振動方程

為求解鐵心振動位移、速度與加速度特性，采用三維彈性力學模型描述應力應變關系，公式如下所示[16]：

(9)

式中，σ為應力張量；D為材料的彈性張量；α為泊松比。

忽略鐵心的阻尼效應，建立任意自由度的振動微分方程：

(10)

3.1.5 聲場仿真

電抗器聲場的偏微分方程為：

(11)

式中，c為聲速；p為聲壓。

聲壓與振動位移的關系為：

(12)

式中，ρ為空氣密度。

噪聲聲壓級(Soud Pressure Level, SPL)為：

(13)

式中，p0為空氣中參考聲壓，一般取2×10-5Pa。

聯立(9)～式(11)，即可求得電抗器聲場分布結果。

3.2 仿真分析與試驗測試結果

圖4 并聯電抗器試驗模型與噪聲測試

針對三維隔振墊安裝前后的電抗器模型，對其施加1倍額定電壓，分別開展噪聲振動測試試驗。噪聲測點布設于電抗器高度1/2處，與電抗器表面距離0.3 m，圍繞電抗器均勻分布，測點數目為14個，如圖5中測點1～14。振動測點布設于4個油箱表面正中心，避開加強筋，如圖5中振動點1～4。噪聲振動測量設備為RION SA-A1多通道振動噪聲測試系統。測量完成后，電抗器平均聲壓級按照式(14)計算，電抗器整體振動值取4個測點的算數平均值。

(14)

圖5 電抗器噪聲振動試驗測點示意圖

3.2.1 電磁仿真結果

針對該并聯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。對電抗器施加額定工況后，各關鍵構件磁密分布如圖7(a)～7(c)所示。

圖6 并聯電抗器三維電磁仿真模型

圖7 并聯電抗器及不同構件的磁通密度仿真結果

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

3.2.2 振動仿真與測試結果

針對并聯電抗器等效模型整體，采用參數化建模方法建立了三維力學仿真模型。根據電抗器實際結構特征，分別對電抗器整體設備結構及其鐵心柱結構、鐵軛結構、器身結構、定位壓緊結構、支撐結構建立了實體單元網格模型，如圖8所示。

圖8 電抗器整體設備的網格化結構仿真模型

將電磁仿真結果代入式(9)和式(10)中，求解鐵心餅所受麥磁致伸縮應力和克斯韋應力，將其作為激勵源施加于電抗器力學仿真模型中，計算獲得電抗器振動場分布。圖9為電抗器器身與油箱振動分布計算結果。圖10為振動點1處，采用頻域分析計算的仿真結果與試驗測試結果對比。表4為不同振動點處的振動仿真結果與試驗測試結果對比。

圖9 電抗器振動場分布仿真結果

圖10 振動點1處振動測試及仿真結果比較

表4 不同振動測點處測試及仿真結果比較

由圖9可知，電抗器線圈、鐵軛等部件振動水平較低，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，作為振動的主要傳遞途徑，振動狀況最為嚴重。由圖10可知，電抗器振動主要分布在100 Hz的倍頻上，超過500 Hz后，電抗器振動加速度迅速減小。由表4可知，電抗器不同側面的振動加速度有所差別，試驗與計算結果誤差不超過5%。引起該誤差的原因在于，實際電抗器產品在組裝過程中，緊固件的預緊力大小、各構件安裝精度等參數值存在一定的隨機性，仿真模型難以準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，對電抗器振動狀況進行仿真分析與試驗測試。由于該隔振裝置安裝于器身底部、油箱間，未對器身本體振動產生影響，故僅分析了油箱振動狀況，如圖11所示。表5為安裝隔振裝置后油箱表面的振動測試對比情況。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水平，根據試驗測試，油箱表面平均振動加速度由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場分布仿真結果

表5 安裝隔振裝置后的不同振動測點處測試值與仿真值

3.2.3 聲場仿真與測試結果

對安裝隔振裝置前后的電抗器噪聲進行仿真分析。為顯示三維空間中聲場分布，選擇兩個相互垂直的平面以及地面，將電抗器及周邊聲場平均分割為4份，隔振裝置安裝前后，電抗器周邊的SPL仿真結果分別如圖12和圖13所示。表6為隔振裝置安裝前后測點位置噪聲仿真與測試結果。

圖12 安裝隔振裝置前電抗器聲場仿真結果

圖13 安裝隔振裝置后電抗器聲場仿真結果

表6 安裝隔振裝置前后測點處噪聲測試與仿真結果

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，周邊聲壓級水平有所下降。隨距離的增加，噪聲級逐漸衰減。由表6可知，隔振裝置安裝前后，電抗器平均聲壓級分別為64.5 dB(A)和62.2 dB(A)，隔振裝置的降噪量達到2.3 dB，測量值與仿真值誤差不超過1 dB。對于測點11、12、13和14，測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際產品的組裝狀態(tài)，電抗器內部各構件的預緊力、連接方式等均會對噪聲分布產生影響。

4 結論

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水平，并將該裝置安裝于電抗器等效模型中，通過試驗測試和仿真計算，驗證了其降噪效果，所得結論如下：

(1)隔振裝置以氟橡膠和氫化丁腈橡膠作為主要組分，表面設有阻尼凸粒，振動試驗臺測試結果顯示，該裝置在50～800 Hz范圍內隔振效率達到90%以上，經加速老化試驗驗證，其服役壽命達到13.6年。

(2)電抗器鐵心激振力由麥克斯韋力和磁致伸縮應力組成，鐵心振動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)電抗器油箱振動仿真誤差未超過5%，近場噪聲仿真誤差未超過1 dB。

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