祝令瑜 汲勝昌 沈 琪 劉 源 劉 浩

（1.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院電力設(shè)備電氣絕緣國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 西安 710049 2.紹興電力局 紹興 312000）

1 引言

在特高壓直流工程中，電容器裝置中電容器數(shù)量多，流過(guò)的諧波電流大，導(dǎo)致其可聽(tīng)噪聲污染問(wèn)題日益突出[1-11]。雖然尚未制定電容器噪聲計(jì)算的標(biāo)準(zhǔn)，但是近年來(lái)新建的直流工程招投標(biāo)都已經(jīng)對(duì)電容器噪聲計(jì)算報(bào)告及噪聲限值都提出了嚴(yán)格要求[12]。由于由電容器外殼振動(dòng)速度計(jì)算電容器噪聲的研究已經(jīng)比較成熟，對(duì)電容器外殼振動(dòng)預(yù)估方法的研究有著重要的工程意義和研究?jī)r(jià)值。

從20 世紀(jì)90 年代中期開(kāi)始，很多關(guān)于電容器噪聲振動(dòng)特性和計(jì)算方法的研究已經(jīng)開(kāi)展。M.D.Cox 等人首先基于沖擊力錘試驗(yàn)獲取的傳遞函數(shù)計(jì)算了電流畸變情況下的電容器外殼振動(dòng)[13]，但是當(dāng)時(shí)僅針對(duì)頻譜形式的歸一化計(jì)算，并未涉及外殼振動(dòng)的定量計(jì)算。Smede 等人建立了電容器裝置1∶4模型，對(duì)電容器裝置的噪聲水平及噪聲方向特性進(jìn)行了研究，為裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出了建議[14]。顯然這種噪聲研究方法耗時(shí)耗力并不經(jīng)濟(jì)。曹濤等人提出了比較精確的基于電容器外殼振動(dòng)速度計(jì)算電容器噪聲的方法[15]，但是沒(méi)有給出外殼振動(dòng)速度的計(jì)算方法。2008～2009 年，孫新波等人先后利用將每個(gè)電容器簡(jiǎn)化為點(diǎn)聲源的計(jì)算方法和Kirchhoff 公式對(duì)濾波電容器裝置的噪聲聲壓級(jí)進(jìn)行了估算[16,17]，但是這些計(jì)算方法也是以電容器外殼振動(dòng)速度為基礎(chǔ)的，沒(méi)有解決準(zhǔn)確預(yù)估電容器外殼振動(dòng)速度的問(wèn)題。2010 年魏浩征等人提出用測(cè)試比較法確定電容器噪聲聲功率，解決了電容器噪聲試驗(yàn)中的測(cè)試方法問(wèn)題[18]，卻未涉及電容器噪聲振動(dòng)的計(jì)算方法。汲勝昌等人曾于2006 年提出了基于模態(tài)分析和沖擊力錘試驗(yàn)的單臺(tái)電容器和電容器裝置的噪聲計(jì)算方法[19,20]，也是目前最為廣泛使用的電容器振動(dòng)及噪聲計(jì)算方法。然而，在沖擊力錘試驗(yàn)中，沖擊力僅僅作用在電容器外殼上，無(wú)法激發(fā)電容器內(nèi)部元件的振動(dòng)。因此，基于沖擊力錘試驗(yàn)獲取的傳遞函數(shù)也無(wú)法完整地反映電容器內(nèi)部振動(dòng)產(chǎn)生及傳遞的電氣機(jī)械特性。

如前所述，盡管長(zhǎng)期以來(lái)相關(guān)的研究工作已經(jīng)開(kāi)展了很多，但是仍然沒(méi)有提出合理滿意的電容器外殼振動(dòng)計(jì)算方法。本文提出一種基于沖擊放電試驗(yàn)的電容器外殼振動(dòng)計(jì)算方法并進(jìn)行驗(yàn)證。首先從電容器噪聲產(chǎn)生機(jī)理出發(fā)提出了“機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)”的概念，為基于沖擊放電試驗(yàn)的電容器外殼振動(dòng)計(jì)算方法提供了理論基礎(chǔ)。然后描述了基于沖擊放電試驗(yàn)的電容器外殼振動(dòng)計(jì)算方法及測(cè)量電容器外殼振動(dòng)的試驗(yàn)方法，并通過(guò)對(duì)預(yù)估結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較說(shuō)明預(yù)估方法的可行性。最后對(duì)本文提出的電容器外殼振動(dòng)方法進(jìn)行了討論。

2 振動(dòng)預(yù)估方法

通常在高壓直流系統(tǒng)中使用的是罐式全膜電容器。電容器外殼一般是鋼或不銹鋼材料，頂部安裝出線套管，內(nèi)部是一個(gè)浸油的芯子元件包。芯子元件包由一系列串并聯(lián)的電容器元件構(gòu)成。電容器元件是由兩片鋁箔和塑料或紙膜卷繞壓制而成的。當(dāng)電壓作用在電容器上，兩鋁箔電極帶相異電荷，內(nèi)部的塑料膜會(huì)受壓緊靜電力的作用。如果施加交流電壓，電容器元件在交變靜電力作用下會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)。電容器元件的振動(dòng)經(jīng)過(guò)內(nèi)部電容器油及固定支撐結(jié)構(gòu)的傳遞引起電容器外殼的振動(dòng)[1]。

要準(zhǔn)確地預(yù)估電容器外殼在實(shí)際運(yùn)行工況下的振動(dòng)情況，需要首先掌握電容器的機(jī)械電氣特性并以數(shù)學(xué)的方式進(jìn)行表達(dá)。本文首先給出機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的定義，用以描述電容器內(nèi)部的機(jī)械電氣特性。

2.1 “機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)”的定義

假設(shè)電容器內(nèi)部的機(jī)械系統(tǒng)是線性系統(tǒng)，則存在電容器外殼響應(yīng)與靜電力之間的線性系統(tǒng)，它可以用機(jī)械頻響函數(shù)Hm(ω)進(jìn)行描述，機(jī)械頻響函數(shù)的定義式如下

式中，ω是振動(dòng)角頻率；V(ω)是頻域的電容器外殼振動(dòng)響應(yīng)；F(ω)是頻域的靜電力。

根據(jù)已有分析，元件內(nèi)部極板間靜電力與施加在電容器上電壓的平方成正比，即

式中，f(t)是極板間的靜電力；K為比例系數(shù)；u(t)為施加在電容器上的電壓。

因此，電容器外殼振動(dòng)與電壓平方之間的系統(tǒng)也是線性系統(tǒng)。本文使用包含電氣機(jī)械特性的頻響函數(shù)H(ω)用于描述該線性系統(tǒng)

式中，F(xiàn)（u2(t)）為電容器電壓平方 u2(t)的傅里葉變換。

2.2 機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的獲取方法

實(shí)際直流系統(tǒng)中，流過(guò)電容器的最高頻率電流為49次諧波電流[21]。由諧波電流導(dǎo)致的電容器外殼振動(dòng)可以達(dá)到4 900Hz。為了獲取寬頻帶內(nèi)（50～5 000Hz）電容器的機(jī)械電氣特性，本文使用沖擊放電試驗(yàn)的方法獲取機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)。

沖擊放電試驗(yàn)過(guò)程與電容器型式試驗(yàn)中的短路放電試驗(yàn)類似[22]，首先將電容器充電到一定電壓，然后電容器經(jīng)過(guò)一個(gè)小電阻放電，使得如圖1 所示的電壓作用在電容器上，電容器受到寬頻的電場(chǎng)力激勵(lì)作用。電容器放電的同時(shí)，測(cè)量電容器外殼各點(diǎn)的振動(dòng)速度。利用機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的定義式（3）即可獲取電容器的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)。

沖擊放電試驗(yàn)中，電壓的波形是一個(gè)下降沿（見(jiàn)圖1）。顯然，電壓信號(hào)以及它的平方是時(shí)域無(wú)限的非周期信號(hào)，所以不能用FFT（快速傅里葉變換）直接對(duì)計(jì)算其離散傅里葉變換。本文對(duì)電壓平方求微分將其轉(zhuǎn)換為時(shí)域有限信號(hào)，再利用傅里葉變換的微分性質(zhì)對(duì)電壓平方信號(hào)進(jìn)行頻域的分析。

圖1 沖擊放電試驗(yàn)中的電壓波形Fig.1 Voltage waveform of capacitor in the impulse discharge test

利用高等數(shù)學(xué)知識(shí)，電壓平方對(duì)時(shí)間的微分可以化為

由電路基本理論，電容器的電流是其電壓的微分與電容量的乘積，即

將式（5）代入式（4），可得

由傅里葉變換的微分性質(zhì)，若 x(t)的傅里葉變換為 X(ω)，則dx (t)(dt)的傅里葉變換為jω X(ω)。

因此，u2(t)的傅里葉變換為

ui為時(shí)域有限信號(hào)，所以可以用FFT 對(duì)其進(jìn)行離散傅里葉變換，進(jìn)而得到電壓平方的離散傅里葉變換。

與沖擊力錘試驗(yàn)不同，在沖擊放電試驗(yàn)中，電容器外殼的振動(dòng)是由芯子元件受電流激勵(lì)振動(dòng)引起的，所以由此試驗(yàn)得到的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)反映了電容器內(nèi)部振動(dòng)產(chǎn)生和傳遞的全部機(jī)械電氣特性。

2.3 基于機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的振動(dòng)預(yù)估

獲取了機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)，根據(jù)電容器工況即可對(duì)電容器外殼振動(dòng)進(jìn)行預(yù)估。在振動(dòng)預(yù)估問(wèn)題中，通常已知流過(guò)電容器的各次電流，記為I(ω)，以及電容器的電容量C。

對(duì)于電容器，頻域電壓與電流滿足

利用傅里葉逆變換可以獲取時(shí)域的電容器電壓

假設(shè)獲取的電容器機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)為H(ω)，則在電壓激勵(lì)下電容器外殼振動(dòng)速度響應(yīng)為

3 驗(yàn)證試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文對(duì)一臺(tái)實(shí)際電容器在兩組電流（見(jiàn)表1）下的振動(dòng)進(jìn)行預(yù)估和實(shí)測(cè)，通過(guò)比較證明基于沖擊放電試驗(yàn)的電容器振動(dòng)預(yù)估方法的可行性。試品電容器型號(hào)為BAMr12—417—1W，額定電壓為12kV，額定容量417kvar。實(shí)測(cè)電容量為9.46μF。電容器的結(jié)構(gòu)和尺寸如圖2 所示。本文稱外殼上安裝套管的面為頂面，與頂面相對(duì)的面為底面，其余面根據(jù)寬度不同分別稱為寬側(cè)面和窄側(cè)面。

圖2 試品電容器結(jié)構(gòu)與尺寸Fig.2 Configuration and size of the test capacitor

表1 施加的電容器電流Tab.1 Applied capacitor currents

3.1 電容器外殼振動(dòng)的預(yù)估

首先利用沖擊放電試驗(yàn)獲取電容器的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)。沖擊放電的試驗(yàn)電路如圖3 所示。圖中T1為調(diào)壓器，T2為試驗(yàn)變壓器，VD為高壓硅堆，C為試品電容器，S為分流器，G為觸發(fā)球隙，R為調(diào)波電阻。試驗(yàn)變壓器與高壓硅堆組成半波整流電路。首先用整流電路將電容器充電到U0，然后觸發(fā)球隙導(dǎo)通，電容器經(jīng)過(guò)分流器和調(diào)波電阻放電。分流器用于測(cè)量流過(guò)被試電容器的電流。試驗(yàn)前調(diào)整調(diào)波電阻的阻值，使得沖擊放電發(fā)生電路處于過(guò)阻尼狀態(tài)，以確保電流在考察頻帶內(nèi)（50～5 000Hz）有足夠的幅值。在電容器放電的同時(shí)，使用激光測(cè)振儀測(cè)量電容器外殼的振動(dòng)速度。振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)如圖4 所示。激光測(cè)振儀利用外差干涉儀原理測(cè)量電容器外殼表面法線方向的振動(dòng)速度，測(cè)量時(shí)激光光束方向與電容器外殼表面垂直。振動(dòng)速度信號(hào)由示波器采集。主要設(shè)備參數(shù)如下：

圖3 沖擊放電試驗(yàn)電路Fig.3 Experimental circuit of the impulse discharge test

圖4 振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)Fig.4 Vibration measurement system

（1）分流器，阻值為0.001 84Ω。

（2）激光測(cè)振儀，便攜式數(shù)字激光測(cè)振儀PDV—100 由德國(guó)Polytec GmbH 公司制造，工作頻帶0～22kHz，傳輸時(shí)延約為1ms。量程有20mm/s、100mm/s和 500mm/s 三個(gè)檔位可選。低通濾波器的截止（0.1dB）頻率有1kHz、5kHz 和22kHz 三個(gè)檔位可選。

（3）示波器，使用美國(guó)泰克公司的DPO4054，帶寬為500MHz，采樣率為5GS/s，記錄長(zhǎng)度為20M。

試驗(yàn)時(shí)，電容器采用與實(shí)際工程中相同的方式立臥安裝。在電容器外殼上選擇若干均勻分布的振動(dòng)測(cè)點(diǎn)。對(duì)電容器重復(fù)沖擊放電，同時(shí)依次測(cè)量電容器外殼各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)速度。

設(shè)測(cè)量第j個(gè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)，流過(guò)電容器的電流為ij(t)，電容器上的電壓uj(t)計(jì)算為

測(cè)得的振動(dòng)速度設(shè)為vj(t)，則由式（3）和式（7），可得第j個(gè)點(diǎn)的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)為

在已知電容器工況和電容器參數(shù)并獲取了機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的情況下，電容器外殼各點(diǎn)的振動(dòng)可由式（8）～式（10）估算。

3.2 電容器振動(dòng)實(shí)測(cè)

電容器振動(dòng)實(shí)測(cè)試驗(yàn)系統(tǒng)由主電路和振動(dòng)測(cè)量部分組成，如圖5 所示。主電路由諧波源非晶變壓器和電容器組成。諧波源輸出電壓40～340V，連續(xù)可調(diào)，額定輸出電流176A，額定輸出功率60kV·A，頻率調(diào)節(jié)范圍50～1 250Hz，可以輸出最多9 種諧波疊加的混合波。非晶合金變壓器在高頻下仍具有低鐵損和低激磁電流，不會(huì)產(chǎn)生鐵心飽和的問(wèn)題。非晶變壓器的額定容量為 60kV·A，有兩組額定電壓為15 000/340V，額定電流為2/176.5A 的繞組。振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)、電容器安裝方式及振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置與沖擊放電試驗(yàn)相同（見(jiàn)圖4）。

圖5 實(shí)測(cè)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.5 Test system for vibration measurement

4 預(yù)估結(jié)果分析

4.1 沖擊放電試驗(yàn)結(jié)果分析

沖擊放電試驗(yàn)中流過(guò)電容器的電流如圖6 所示，波形接近8/20μs 的沖擊電流波形。在0～5 000Hz頻率范圍內(nèi)，ui 在各頻率下的幅值基本相等，說(shuō)明電容器受到了理想的寬頻激勵(lì)，歸一化的ui 幅頻曲線如圖7 所示。在利用式（12）計(jì)算機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)時(shí)，分母即 2F（uj(t)ij(t)）的幅值在各頻率下差別不大是獲得精確結(jié)果的基礎(chǔ)，因此本文電流波形的選取是合理的。

圖6 沖擊放電試驗(yàn)中電流波形Fig.6 Current waveform of capacitor in impulse discharge test

圖7 歸一化的沖擊放電試驗(yàn)中電壓電流乘積幅頻曲線Fig.7 Normalized amplitude-frequency curve of the product of current and voltage in the impulse discharge test

本文所測(cè)電容器寬側(cè)面、窄側(cè)面和底面的平均機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的幅頻曲線如圖8 所示。

圖8 電容器各表面平均機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)Fig.8 Average electro-mechanical frequency response functions of surfaces of capacitor tank

從幅頻曲線可以看出，寬側(cè)面和窄側(cè)面的振動(dòng)響應(yīng)類似，且與底面的振動(dòng)響應(yīng)有很大不同。側(cè)面的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)幅值在低頻段（小于3 000Hz）很小，而在高于3 000Hz 的高頻段有很多諧振峰。而底面的聯(lián)合頻響函數(shù)幅值在低于3 000Hz 的低頻段很大，在高于3 000Hz 的高頻段很小。底面機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的峰值約為側(cè)面頻響函數(shù)峰值的4～6倍，也印證了底面是電容器振動(dòng)的主振面[1]。

4.2 預(yù)估與實(shí)測(cè)振動(dòng)比較

給電容器施加單頻率電流激勵(lì)時(shí)，電容器兩端電壓的平方為電流頻率兩倍的單頻正弦信號(hào)；給電容器施加的多頻率疊加電流時(shí)，電容器兩端電壓的平方含有電流頻率的兩倍項(xiàng)、各頻率差頻項(xiàng)及和頻項(xiàng)。電容器外殼振動(dòng)與電容器兩端電壓平方成線性關(guān)系。因此，在電流1 激勵(lì)下，電容器外殼振動(dòng)應(yīng)為100Hz正弦波，在電流 2 激勵(lì)下，電容器外殼振動(dòng)含有50Hz，100Hz，150Hz 及200Hz 項(xiàng)。信號(hào)底面中點(diǎn)在兩種電流激勵(lì)下的振動(dòng)波形如圖9 和圖10 所示。

利用式（8）～式（10）及試驗(yàn)獲取的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)，估算電容器外殼各點(diǎn)的振動(dòng)速度。通過(guò)比較底面中點(diǎn)處的計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果驗(yàn)證本文所提出的計(jì)算方法。底面中點(diǎn)處的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)如圖11 所示。為了反映該預(yù)估方法在電容器噪聲計(jì)算中的準(zhǔn)確性，衡量預(yù)估結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的差異度，引入振動(dòng)速度級(jí)。在利用振動(dòng)速度計(jì)算電容器外殼輻射噪聲時(shí)，需要先計(jì)算振動(dòng)速度級(jí)Lv，其定義為

圖9 電容器外殼底面中點(diǎn)在電流1 激勵(lì)下的振動(dòng)波形Fig.9 Vibration waveform of middle point of bottom surface under the excitation of current 1

圖10 電容器外殼底面中點(diǎn)在電流2 激勵(lì)下的振動(dòng)波形Fig.10 Vibration waveform of middle point of bottom surface under the excitation of current 2

圖11 電容器外殼底面中點(diǎn)機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)Fig.11 Electro-mechanical frequency response function at the middle point of bottom surface

式中，v為振動(dòng)速度；v0=5×10-8m/s為基準(zhǔn)速度。

對(duì)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行頻譜分析，頻譜間隔為50Hz，得到預(yù)估與實(shí)測(cè)振動(dòng)頻譜比較圖如圖12 和圖13 所示。受實(shí)測(cè)條件影響，實(shí)測(cè)頻譜中含有除理論頻率點(diǎn)之外的其他頻率含量。但是主要頻率點(diǎn)的幅值均比其他頻率點(diǎn)幅值大20dB 以上，說(shuō)明本文所測(cè)結(jié)果在頻率含量方面與理論分析一致。在電流1 激勵(lì)下，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果在100Hz 處的振動(dòng)速度級(jí)僅相差0.6dB，滿足標(biāo)準(zhǔn)對(duì)測(cè)量不確定度的要求[23]，說(shuō)明本文所提方法能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)單頻率激勵(lì)下的電容器外殼振動(dòng)。在電流2 激勵(lì)的條件下，預(yù)測(cè)頻譜與實(shí)測(cè)頻譜形狀相接近（見(jiàn)圖13）。各頻率下的振動(dòng)速度級(jí)見(jiàn)表2。預(yù)估振動(dòng)速度除在50Hz 處與實(shí)測(cè)結(jié)果相差 4.2dB 外，其他頻率點(diǎn)處誤差小于1dB，且各頻率含量的大小關(guān)系一致，說(shuō)明本文提出的振動(dòng)預(yù)估方法能準(zhǔn)確預(yù)估電容器外殼在多頻率激勵(lì)下振動(dòng)頻譜。振動(dòng)速度滿足頻域的能量疊加，即

圖12 底面中點(diǎn)在電流1 激勵(lì)下預(yù)估與實(shí)測(cè)振動(dòng)頻譜比較Fig.12 Comparison of predicted and measured vibration spectrum of middle point of bottom surface under the excitation of current 1

疊加后預(yù)估的振動(dòng)速度級(jí)為58.5dB，實(shí)測(cè)的振動(dòng)速度級(jí)為58.6dB，僅相差0.1dB，本文提出的預(yù)估方法具有很高的精度。

圖13 底面中點(diǎn)在電流2 激勵(lì)下預(yù)估與實(shí)測(cè)振動(dòng)頻譜比較Fig.13 Comparison of predicted and measured vibration spectrum of middle point of bottom surface under the excitation of current 2

表2 電流2 激勵(lì)下底面中點(diǎn)各頻率的振動(dòng)速度級(jí)Tab.2 Vibration velocity level of each frequency of bottom surface under the excitation of current 2

5 討論

本文基于沖擊放電試驗(yàn)獲取的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)能準(zhǔn)確地反映電容器從受電激勵(lì)產(chǎn)生振動(dòng)到振動(dòng)傳遞到外殼的全部過(guò)程，包含了電容器的機(jī)械及電氣特性，驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果也說(shuō)明了振動(dòng)預(yù)估方法能預(yù)測(cè)電容器在單頻率和多頻率電源激勵(lì)下的振動(dòng)頻譜，且具有很高的精度。在個(gè)別頻率點(diǎn)（如50Hz），預(yù)估結(jié)果相差相對(duì)較大，誤差可能來(lái)自于沖擊放電試驗(yàn)中的工頻干擾。

使用電激勵(lì)測(cè)量外殼振動(dòng)方法有效地解決了預(yù)估電容器外殼在特定工況下振動(dòng)情況的問(wèn)題。然而獲取機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的試驗(yàn)中施加電激勵(lì)的形式還有待進(jìn)一步探討。本文為了獲取相對(duì)寬頻的激勵(lì)，使用了沖擊放電的試驗(yàn)方法。在該試驗(yàn)中，電容器先充電然后快速放電，電容器承受快速釋放的力。這種階躍型的力低頻含量相對(duì)較高，有利于反映低頻特性。另一方面，沖擊放電中大電流可能產(chǎn)生較大的電動(dòng)力，與穩(wěn)態(tài)下電容器受靜電力激勵(lì)振動(dòng)的情況并不完全相符。使用掃頻方法可以有助于減弱高低頻之間的差異，在更寬的頻帶內(nèi)獲取電容器的機(jī)械電氣特性，而且單頻正弦的激勵(lì)與穩(wěn)態(tài)下電容器振動(dòng)時(shí)所受激勵(lì)更為接近，有望獲得更理想的預(yù)估效果。對(duì)施加電激勵(lì)形式的研究將是下一步的研究重點(diǎn)。

6 結(jié)論

本文提出并討論了一種新型的電容器外殼振動(dòng)預(yù)估方法。將外殼振動(dòng)速度與電壓平方的頻域比定義為機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)，并給出了利用沖擊放電試驗(yàn)獲取機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的方法?；跈C(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)，闡述了特定激勵(lì)下的電容器外殼振動(dòng)速度的計(jì)算方法。通過(guò)將預(yù)估計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)電容器外殼振動(dòng)進(jìn)行比較說(shuō)明了本文所提方法對(duì)可行性與準(zhǔn)確性。在單頻和多頻兩種激勵(lì)下，基于機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的方法都能準(zhǔn)確預(yù)估電容器外殼振動(dòng)的頻譜，且具有很高的精度（小于1dB）。因此，本文所提直流換流站中的電容器外殼振動(dòng)預(yù)估方法準(zhǔn)確可行。

沖擊放電試驗(yàn)使用了電激勵(lì)的方法測(cè)試電容器的電氣機(jī)械特性，與實(shí)際中電容器所受激勵(lì)形式相似，所以基于沖擊放電試驗(yàn)獲取的機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)能夠全面地反映電容器在振動(dòng)產(chǎn)生過(guò)程中的全部特性。機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)建立了電激勵(lì)與電容器外殼振動(dòng)響應(yīng)之間的聯(lián)系，而模態(tài)分析無(wú)法反映電激勵(lì)的過(guò)程。因此，本文提出的基于機(jī)電聯(lián)合頻響函數(shù)的預(yù)估方法有望使換流站電容器噪聲預(yù)估方法取得重要改進(jìn)。

[1]CIGRE,No.202 W.G 14.26,HVDC stations audible noise[R].Apr.2002,Tech.Rep.

[2]李文毅,孫竹森,肖安全,等.三滬直流工程換流站噪聲治理[J].中國(guó)電力.2008,41(1):32-35.Li Wenyi,Sun Zhusen,Xiao Anquan.Noise treatment in Three Gorges—Shanghai ± 500kV DC transmission converter stations[J].Electric Power,2008,41(1):32-35.

[3]楊一鳴,章旭雯.特高壓直流換流站設(shè)備的降噪措施[J].高電壓技術(shù),2006,32(9):149-152.Yang Yiming,Zhang Xuwen.Study on noise reduce for equipment at UHVDC converter station[J].High Voltage Engineering,2006,32(9):149-152.

[4]韓輝,吳桂芳,瞿雪弟,等.我國(guó)±500kV 換流站設(shè)備可聽(tīng)噪聲的測(cè)量分析及降噪措施[J].電網(wǎng)技術(shù),2008,32(2):38-41.Han Hui,Wu Guifang,Qu Xuedi,et al.Measurement and analysis of audible noise bringing about by equipment in domestic ±500kV converter stations and noise reduction measures[J].Power System Technology,2008,32(2):38-41.

[5]俞敦輝.±800kV 特高壓換流站噪聲控制探討[J].電力建設(shè),2009,30(3):13-16.Yu Dunhui.Discussion on ±800kV UHV converter station noise control[J].Electric Power Construction,2009,30(3):13-16.

[6]張勁松.高壓直流換流站噪聲綜合治理研究[J].電力建設(shè),2007,28(8):14-16.Zhang Jinsong.Research on comprehensive treatment of HVDC converter station noise[J].Electric Power Construction,2007,28(8):14-16.

[7]高湛,胡小龍.蔡家沖(宜都)換流站噪聲冶理研究和實(shí)踐[J].電力建設(shè),2007,28(3):13-16.Gao Zhan,Hu Xiaolong.Research and practice of noise control for Caijiachong(Yidu)converter station[J].Electric Power Construction,2007,28(3):13-16.

[8]高湛,胡小龍,李華.高嶺背靠背換流站噪聲控制方案研究[J].電力建設(shè),2008,29(8):22-24.Gao Zhan,Hu Xiaolong,Li Hua.Study on noise control scheme for Gaoling back-to-back converter station[J].Electric Power Construction,2008,29(8):22-24.

[9]孫竹森,俞敦耀.華新?lián)Q流站噪聲控制探討[J].電力建設(shè),2007,28(11):10-13.Sun Zhusen,Yu Dunyao.Discussion on noise control at Huaxin converter station[J].Electric Power Construction,2007,28(11):10-13.

[10]中國(guó)電力科學(xué)研究院.三峽－常州±500kV 直流輸電工程可聽(tīng)噪聲測(cè)試報(bào)告[R].2003.

[11]中國(guó)電力科學(xué)研究院.三峽－廣州±500kV 直流輸電工程可聽(tīng)噪聲測(cè)試報(bào)告[R].2004.

[12]北京網(wǎng)聯(lián)直流輸電工程咨詢有限責(zé)任公司.“三峽—上海直流輸電項(xiàng)目”技術(shù)規(guī)范[R].北京:2005.

[13]Cox M D,Guan H H.Vibration and audible noise of capacitors subjected to non-sinusoidal waveforms[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1994,9(2):856-862.

[14]Smede J,Johansson C G,Winroth O,et al.Design of HVDC converter stations with respect to audible noise requirements[J].IEEE Transactions on Power Delivery,1995,10(2):747-758.

[15]曹濤,汲勝昌,吳鵬,等.基于振動(dòng)信號(hào)的電容器噪聲水平計(jì)算方法[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2010,25(6):172-177.Cao Tao,Ji Shengchang,Wu Peng,et al.Calculation method of noise level for capacitor based on vibration signal[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2010,25(6):172-177.

[16]孫新波,陳花玲,姚成.電容器裝置噪聲水平的估算方法[J].電力電容器與無(wú)功補(bǔ)償,2008,29(1):13-16.Sun Xinbo,Chen Hualing,Yao Cheng.Estimating method for noise level of capacitor installations[J].Power Capacitor &Reactive Power Compensation,2008,29(1):13-16.

[17]孫新波,吳九匯,陳花玲.Kirchhoff 公式在電容器裝置噪聲水平預(yù)估中的應(yīng)用[J].噪聲與振動(dòng)控制,2009,29(5):140-175.Sun Xinbo,Wu Jiuhui,Chen Hualing.Application of kirchhoff formula in prediction of noise level of capacitor installation[J].Noise and Vibration Control,2009,29(5):140-175.

[18]魏浩征,李志遠(yuǎn),黎小林,等.高壓直流換流站電容器的聲功率的確定方法[J].高壓電器,2010,46(1):68-75.Wei Haozheng,Li Zhiyuan,Li Xiaolin,et al.Acoustic power determination of capacitors in HVDC converter station[J].High Voltage Apparatus,2010,46(1):68-75.

[19]汲勝昌,寇小括,李彥明.換流站中電容器裝置噪聲水平計(jì)算方法的研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2006,26(3):112-118.Ji Shengchang,Kou Xiaokuo,Li Yanming.Study on the calculation method of noise level for capacitor installation at converter station[J].Proceedings of the CSEE,2006,26(3):112-118.

[20]Ji S,Wu P,Zhang Q,et al.Study on the noise-level calculation method for capacitor stacks in HVDC converter station[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2010,25(3):1866-1873.

[21]趙畹君.高壓直流輸電工程技術(shù)[M].北京:中國(guó)電力出版社,2004.

[22]IEC 60871—1—1997 Shunt capacitors for a.c.power systems having a rated voltage above 1 000V—Part 1:General-performance,testing and rating-safety requirements-Guide for installation and operation[S].1979.

[23]GB/T 6882—2008 聲學(xué) 聲壓法測(cè)定噪聲源聲功率級(jí):消聲室和半消聲室精密法[S].2008.