1 引言

隨著我國特高壓直流輸電技術的快速發(fā)展，換流站的噪聲污染問題也日益凸顯出來[1,2]。2002 年CIGRE 的報告中指出，換流站主要的噪聲源包括換流變壓器、換流閥、平波電抗器、濾波電容器裝置和濾波電抗器等，其中濾波電容器裝置噪聲聲功率級最高可達 105 dB，不低于換流變壓器。

目前，針對換流站濾波電容器裝置的噪聲研究已取得了一定成果，尤其在電容器單元的振動噪聲機理，噪聲測量以及噪聲抑制方面成果較為豐富。其中，關于電容器單元的噪聲聲功率級測量方法，有三種標準可以參照，分別為 GB/T 28543-2012、GB/T 32524-2016 以及 GB/T 6882-2008[4-6]。國內(nèi)許多學者對這三種方法進行了對比分析[7,8]，例如中國電力科學研究院的雷曉燕已經(jīng)對這三種方法進行了試驗比較，發(fā)現(xiàn)三種方法測得的聲功率級存在明顯差異，但僅對差異來源進行了分析，并沒有提出最優(yōu)測試方法或者改進方法[8]。

本文利用仿真的方法，對目前最為常用的電容器測試標準 GB/T 32524.1 的測試結果進行分析，并提出一定的優(yōu)化測試方案。

2 電容器單元的噪聲仿真方法

電容器單元的噪聲仿真是建立在試驗的基礎上的。首先在實驗室測得電容器表面振動數(shù)據(jù)，然后在仿真軟件中以表面振動速度為邊界條件，建立電容器噪聲仿真模型，最終實現(xiàn)電容器單元的噪聲聲場仿真。仿真所用的試品電容器單元型號為 AAM6.35-134-1W，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，尺寸及測點布置如圖 1 所示。

試驗時電容器單元采用直接加載回路，加載參數(shù)如表 1 所示，實際加載為表中的 60%。該加載方式類似于文獻[4,7]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，提高試驗的頻率范圍。由于換流站交流側的特征諧波為 12k±1 (k=1，2，3…) 次，且一般不考慮高于 49 次的諧波分量，因此電容器單元的振動頻率不高于 5 000 Hz，且主要振動頻率不高于 2 500 Hz，振動能量集中在 50 Hz 的倍頻。

電容器外殼的振動采集系統(tǒng)主要由激光測振儀、示波器以及高壓探頭組成，如圖 2 所示。為保證測量精度，選擇采樣頻率為 100 kHz，采樣時間為 100 ms。電容器單元的噪聲仿真中，需要以電容器表面的振動速度作為邊界條件，且必須保證各點速度的同步性。而試驗中只能逐點采集電容器外殼的振動信號，為實現(xiàn)各點測量結果的同步性，需要利用高壓探頭同步采集電容器電壓信號作為校正信號，對振動測試數(shù)據(jù)進行校正，如圖 3 所示。由于電壓信號和振動信號是同步采集的，所以通過數(shù)據(jù)處理使得電壓信號的相位一致時，各點的振動也可以視為同步的，保證了仿真結果的準確性。

電容器噪聲測試時，應將被試電容器置于半消聲室內(nèi)部中央，移走半消聲室內(nèi)其他影響噪聲傳播的物體，保證諧波源、變壓器以及電抗器等設備置于半消聲室外，防止其他聲源干擾測試結果。目前電容器單元噪聲聲功率級的常用測試方法為 GB/T 32524.1 中的 17 測點精密法，測點布置示意圖如圖 4 所示，測點坐標如表 2 所示。電容器單元采用立臥布置，電容器單元置于 0.8 m 高的支架上，包絡面距電容器外殼各表面 1 m。

噪聲仿真軟件選用 LMSVitrual. Lab Acoustic。考慮到電容器主要由電容器外殼振動并輻射噪聲，出線套管等零件對噪聲的貢獻較小，因此在模型中進行忽略，即將聲源簡化為長方形的殼體，以外殼各測點的振動速度為邊界條件，進行邊界元仿真。

3 仿真結果分析

利用上一節(jié)所述的噪聲仿真方法，忽略套管對噪聲的影響，得到電容器單元的噪聲仿真模型如圖 5 所示。從圖中可以看到振動速度較大的面為電容器底面，與實際情況一致。

根據(jù)標準與實際需要，在空間中選取了一定數(shù)量的噪聲測點，利用該仿真方法得到的仿真結果與實際結果進行對比，發(fā)現(xiàn)平均偏差 0.15 dB，可以認為仿真結果與實際結果基本相同。

在仿真平臺中，可以通過包絡場點的聲壓計算結果直接得到所包絡聲源的輻射聲功率。通過較為細致的網(wǎng)格劃分，其輻射聲功率的結果可以更為接近實際值，并有非常高的穩(wěn)定性，因此可以作為設備聲功率的理論值進行分析。在驗證仿真模型可靠性時，計算得到了電容器單元聲功率測試標準中對應的 17 點噪聲測試結果，結合標準中的計算方法也可以得出電容器單元的聲功率級。兩種方法的結果對比如圖 6 所示，包絡面法計算的總輻射聲功率級為 49.46 dB，17點法計算的為 52.68 dB，兩種方法計算結果相差 3.22 dB，相對來說比較接近。但根據(jù)圖 6 可以看出，隨著頻率的增高，兩種計算方法的偏差也逐漸變大，最大可達 4.23 dB，這主要是由于隨著頻率的增高，聲場的干涉現(xiàn)象越來越明顯，并且噪聲的傳播方向也越來越集中，標準中測量面上的聲壓分布越來越不均勻，噪聲測點處的結果對附近噪聲聲壓的代表性也相應降低，最終導致計算結果的偏差也越大。

一般而言，聲功率的測量應該選取同一聲波波陣面上的測點。因為同一波陣面上的點距離聲源的聲程相同，隨距離發(fā)生的衰減也基本一致，整體的聲壓分布也更為均勻，測點的聲壓對附近局部的聲壓也更具有代表性。因此對整個聲場的聲壓相位分布進行仿真分析，結果如圖 7 所示。圖中仿真測量面均通過電容器單元的中心，且平行于各外表面。從圖 7 可以看出，各噪聲仿真計算平面上的噪聲聲壓相位分布比較規(guī)則，噪聲聲壓相位相同的點所構成的波陣面，基本呈球形或橢球型分布。但由于底面與頂面之間的相互影響以及地面反射形成的干涉現(xiàn)象，在干涉相消的部分會發(fā)生相位的快速變化，在靠近聲源表面和干涉相加的部分會使得相位的變化緩慢，因此在相位分布的圖中能看到沿干涉條紋分布的明顯分界，并使波陣面發(fā)生畸變。

根據(jù)仿真結果可以看出波陣面呈球形或橢球形分布，到電容器單元的最近距離基本相同。據(jù)此提出對電容器單元聲功率級測試的改進 17 點法，使各測點到電容器外殼的最短距離相同，新的測點坐標如表 3 所示。由于測點位置發(fā)生改變，測量的包絡面也應對應進行修正，即將原包絡面的角點附近改成球面，原包絡面的棱邊改成四分之一柱面。

利用該方法得到的測試結果如圖 8 所示。從圖中可以看出，相較于標準的 17 點法，改進 17 點法的測試結果更接近于包絡面法的理論值，計算總聲功率級為 51.91 dB，與包絡面法相差 2.45 dB，單頻的最大偏差也降為 3.31 dB。這說明這種修正方法是有效而合理的，但該結果與理論值仍然存在一定的差距，可以進一步考慮改變測量面與試品的距離等方法來改善電容器單元聲功率級的測試準確度。

4 結語

本文利用軟件仿真的方法，對電容器單元的噪聲聲功率級進行研究，發(fā)現(xiàn)電容器單元的噪聲波陣面基本呈球形或橢球型分布，但在干涉相消的區(qū)域會出現(xiàn)畸變。

此外，標準的 17 測點法的聲功率級計算結果與理論值存在差距，并在高頻部分的差距較大；改進 17 測點法較標準的 17 測點法更為接近理論值，有一定的改善效果。