電容器單元間噪聲相互影響及裝置聲場優(yōu)化措施

熊易，李金宇，雷曉燕，左中秋，祝令瑜，汲勝昌，鄔雄

（1.中國電力科學研究院有限公司，武漢 430074；2.西安交通大學電力設(shè)備電氣絕緣國家重點實驗室，西安 710049）

0 引言

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

電容器的振動來源于交變電場作用下極板間的靜電力。M.D.Cox 等學者最早對簡化的雙極板電容模型進行了受力分析，發(fā)現(xiàn)電容器極板間的靜電力與所加電壓瞬時值的平方成正比[5]。靜電力引發(fā)電容器的振動，倪學峰等學者通過試驗研究發(fā)現(xiàn)振動和噪聲與電壓平方線性相關(guān)[6]。進一步的研究表明，電壓頻率、諧波頻率組合、諧波初相位同樣也是電容器振動與噪聲的重要影響因素[7-9]。

電容器單元聲功率是評價電容器噪聲的直接指標。其獲取方法包括基于外殼振動的計算法以及基于聲壓和聲強測量的試驗法[2]。頻響函數(shù)是利用外殼振動計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]及機械激勵法[12]。但在振動響應與聲功率的后續(xù)推導之中，輻射噪聲比往往難以確定，因此在工程實際中該方法使用較少。利用聲強測量來確定電容器單元聲功率的方法可以很好避免外界干擾，但存在測試系統(tǒng)昂貴，測試流程復雜的弊端。因此工程上常采用聲壓測量的方法確定電容器單元聲功率[13]。

對于電容器裝置，目前工程上常采用抽象模型法來進行噪聲的計算。例如合肥工業(yè)大學的魏浩征提出的用垂直線聲源代替復雜的電容器裝置模型，實現(xiàn)了模型的簡化[14]。但沒有對將多臺電容器轉(zhuǎn)換為線聲源的方法進行詳細的說明。而且以上各種電容器裝置的噪聲計算方法中，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，通過式（1）計算得到的整體聲功率級會產(chǎn)生較大偏差。

為減小電容器噪聲，很多學者對電容器單元設(shè)計了種種降噪措施。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行寬頻帶降噪[15-16]，這是利用新材料進行寬頻帶降噪。其他學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]以及對電容器進行調(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[22]提出了利用調(diào)整底面間距控制整個電容器裝置聲功率的方法，文獻[23]提出了利用中心對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聲功率的影響，沒有研究側(cè)面間距，層高等其他空間距離對電容器裝置噪聲的影響，也沒有提出電容器裝置中單元的安裝方式對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電容器裝置整體進行降噪。

本文在分析了電容器振動噪聲特性的基礎(chǔ)上，以簡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)計總結(jié)了規(guī)律，并根據(jù)實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 進行仿真。首先進行了電容器外殼表面振動的測試，根據(jù)測量得到的振動數(shù)據(jù)作為邊界條件，建立了電容器單元與簡化電容器組的仿真模型[24-25]。

利用圖1 所示的加載回路測量電容器表面振動，電抗器用于補償工頻電流，提高回路的載荷能力。測試時加載的電流見表1，該加載方式類似于文獻[25]中提出的多頻掃頻法，可以利用數(shù)量較少的諧波電流，同時激發(fā)出較多頻次的振動和噪聲，提高實驗效率。被測電容器的型號為BAM11/ 3-134-1W，額定電壓為6.35 kV，額定電流為21 A，無功容量為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

該加載條件對應的電壓平方的頻譜見圖2，激發(fā)出的振動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

測量電容器外殼振動，采集振動數(shù)據(jù)進行相位校正，繪制電容器表面振動速度形態(tài)，振動測量系統(tǒng)見圖3。振動速度云圖分布見圖4，振幅單位為mm/s，電容器表面振動形態(tài)見圖5，未測量空白部分為電容器套管。

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

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

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

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

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

1.2 電容器組模型簡化

電容器組中的電容器單元是分層排列的，見圖6。每層中由兩兩底面相對的電容器并排構(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)系簡化為平行同向布置的兩臺電容器單元、同層布置的4 臺電容器單元以及兩層布置的8 臺電容器單元。

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，多臺濾波電容器單元看成相同聲源。由于兩臺電容器在空間上存在對稱性，利用增加剛性反射面的方式對模型進行簡化，提高仿真的運算效率，仿真模型見圖7。

圖7 電容器裝置簡化模型Fig.7 Simplified model of capacitor

2 布置方式對單元間噪聲特性的影響

2.1 空間間距對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。下面針對這3 個方向的間距分別進行討論，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。

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

由圖8 可以看出，隨著底面間距的增加，總聲功率級發(fā)生明顯的周期性波動，最大可比傳統(tǒng)計算得到的總聲功率級高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。

圖8 聲功率級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

當頻率不高于900 Hz 時，聲波波長接近或長于電容器底面尺寸，聲源形式逐漸接近于點聲源，即底面間距約為3/4 波長時，輻射聲功率達到極小值，底面間距為5/4 波長時，輻射聲功率達到極大值。

由于電容器底面噪聲并非理想情況下的無限大板上的圓形活塞輻射，且將中心處的聲壓與整個振源上的聲壓進行等效，因此正負半周明顯不對稱，正半周聲功率增大量明顯高于負半周減小量；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，輻射聲功率多穩(wěn)定在低于傳統(tǒng)計算結(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，其聲壓沿底面間距的方向傳播時，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隨側(cè)面間距的變化曲線，并與傳統(tǒng)方法計算的結(jié)果作差，見圖9。

圖9 聲功率級差值隨側(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，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)面的振動明顯小于頂面和底面，且振動呈現(xiàn)明顯的波動性，所以側(cè)面間距對聲功率級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 的聲功率會隨距離增大而增大；1 200～1 400 Hz 會隨間距的增大達到一極小值，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不同層高的電容器仿真模型，得到層高對聲功率級的影響見圖10。從圖中可以看出，層高對聲功率級的影響微乎其微。主要是由于相對的窄側(cè)面面積小，振動速度明顯低于底面和頂面，導致窄側(cè)面間的相互作用較??；電容器底面為長方形，沿底面較長邊的方向為層高的方向，這樣變相增加了聲源中心間的尺寸。因此，層高對多臺電容器的噪聲聲功率影響不大。

圖10 聲功率級差值隨層高的變化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差異較小。但安裝方式對單元間的噪聲影響特性也可能會產(chǎn)生影響，需要進一步分析。

平臥與立臥兩種安裝方式其實在本質(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)系進行交換，即可實現(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，見表2 和圖11。

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

圖11 安裝方式對指向性的影響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十分接近。這是由于保持電容器單元平臥和立臥時的中心位置不變，因此立臥的電容器之間側(cè)面間距已非常大，導致側(cè)面間距對聲功率級的影響可以忽略，立臥中層高對聲功率級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，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。

3 電容器組的噪聲優(yōu)化布局方案

通過對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。

首先針對電容器組的布置方向，建議套管側(cè)不朝向附近的廠界，因為套管側(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，這樣可以進一步削弱非套管側(cè)的噪聲指向性。同時，在滿足絕緣距離和機械強度的前提下，盡量提高裝置的層高，以降低電容器裝置輻射聲壓的絕對值。最后根據(jù)電容器組中的單元型號和諧波電流，確定電容器單元噪聲主要頻率分量，進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優(yōu)化布局為例進行介紹。電容器單元型號為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，主要噪聲分量見圖12，頻段為500～700 Hz。

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

500、600、700Hz 的聲功率級修正值隨底面間距和側(cè)面間距的變化曲線見圖13 和圖14，查詢該變化曲線，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)聲功率級修正值的變化曲線，由于700 Hz為最主要的噪聲來源，選取底面間距為460 mm，即700 Hz 噪聲聲功率級最低處?？紤]到側(cè)面間距對占地面積的改變較大，因此設(shè)計兩個方案的側(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，以達到最大程度的聲功率級降低。針對方案1 和方案2，利用已有的縮比模型模擬實際的電容器組，為簡便計算，只取靠近地面的3 層電容器進行仿真計算，得到的結(jié)果見表3。從表格中可以看出，兩種方案在500～700 Hz 范圍內(nèi)實現(xiàn)了良好的降噪效果，最大降噪量可達4.84 dB，全頻段的總聲功率級降低2.01 dB?？紤]到兩種方案均會對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 兩種降噪方案對比Table 3 Comparison of two kinds of noise reduction schemes

4 結(jié)語

本文通過仿真研究電容器單元間噪聲相互影響及裝置聲場優(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)波動變化，輻射噪聲的聲壓也隨之波動變化；兩層電容器之間的相互作用較小，層高對電容器組整體的聲功率影響可以忽略，層高的降低會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，多臺電容器平臥與立臥的輻射聲功率基本一致，即安裝方式對聲功率的影響不大，但會改變噪聲的指向性。

3）根據(jù)空間間距和安裝方式對多臺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減噪量可達4 dB 以上，占地面積增加約25.6%。