一种室内变电站低噪声结构和吸声结构的改进方法与流程

本发明涉及无源噪声控制领域，尤其涉及一种作为室内变电站电力变压器无源噪声控制系统。

背景技术：

随着城市化和旧城复兴计划的推进，人们对便捷、有序和高效的生活方式的追求使得对电能的需求增加；因此，为完善电网结构，保证电能质量，城市设计将新变电站建立在邻近居民生活区域。与有足够空间来降低电力变压器噪音的郊区变电站不同，城市地区空间有限，环境噪音标准更严格，这使得占地面积较小的室内变电站成为设计人员和操作人员的首选。目前遵循的室内变电站设计流程为“电气设计—土建设计—噪声水平检测—降噪设计”，不同的设计部门相互独立，各部门采用的降噪方法有限，且降噪方法被视作补救措施而不是预防措施，如土建设计部门只能修改土建设计部分，在噪声水平超标后土建设计部门只能采取加装隔音墙的方式，但导致噪声超标的原因可能是电气设备的布局设计没有考虑到变压器的声辐射特性，这样的设计流程缺乏各设计部门间的反馈信息，并不能找出一种降低变电站噪声最具成本效益的方法。

技术实现要素：

鉴于上述技术存在的问题，本发明的目的是提供一种考虑电力变压器的声辐射特性的室内变电站低噪声设计和吸声结构的改进方法，改善吸声结构整体的吸声效果并降低室内变电站的声辐射水平，尤其是提高吸声结构对低频噪声的吸收性能。

本发明的目的是采用以下技术方案实现的：在电气设计和土建设计之前对电力变压器声辐射特性进行分析，根据声辐射特性进行电气设计和土建设计，在评估过程引入频域的噪声级测量，由评估结果对电气设计和土建设计提出针对性的改进措施，如在电气设计阶段调整电气设备布局，在土建设计阶段调整设备间的布局或改进、优化吸声结构等。

根据室内变电站的声辐射特性分析结果，本发明在宏观层面上优化了室内变电站的布局，在微观层面上改进了吸声结构。

根据多物理场耦合机理，建立电力变压器声辐射有限元计算模型，进行声辐射特性分析，包括以下步骤：

步骤1、对电力变压器磁致伸缩效应到吸声过程进行理论分析。室内变电站内部电力变压器的电磁—机械—声耦合过程包含以下几个环节。首先，磁致伸缩效应包含电磁和机械过程，可由铁心和绕组之间的电磁电路耦合方式表示。其次，磁致伸缩振动通过绝缘油和油箱底部的夹具传递到油箱壁。最后，一部分可听噪声与吸声结构相互作用，转换成热量和机械能，剩余噪声被隔音结构反射后再次与吸声结构相互作用，这些关系可以用下列一系列方程来描述。

(1)磁致伸缩效应方程。油箱内的铁心任意方向的磁致伸缩分量的表达式为：

式中，λk为k方向上的磁致伸缩量，λs为磁致伸缩常数，αk为磁化方向余弦，mk为k方向上的磁性材料的磁化强度，ms为磁性材料的饱和磁化强度。

(2)声场方程。在运行的电力变压器中，声速和流体密度通常随时间缓慢变化，因此可用标量波方程来描述电力变压器振动所引起的声场变化：

式中，ρ为流体密度，c为声速，pt为绝对声压，qd为偶极源，qm为单极源。

(3)吸声方程和声学—结构耦合方程。声波在传播过程中受到吸声结构表面金属薄膜的阻碍作用，声热转化过程可表示为：

ρt＝ρ0(βtpt-αptt)

式中，ρt为总密度变化量，βt为空气等温压缩率，tt为总声学温度变化量，αp为等压热膨胀系数。

在吸声过程后，声波与吸声结构金属薄膜相互耦合的数学定义为：

fa＝(pt,r-pt,l)n

式中，n为曲面法线，utt是金属薄膜的加速度，下标l和r表示金属薄膜的两边，fa为金属薄膜所承受的负载。

因此，声波与隔音结构之间的耦合作用可以表示为：

fi＝ptni

式中，ni为隔音结构曲面法线，ui为相应的加速度，fi为隔音结构所承受的负载。

步骤2、建立有限元计算模型

根据电力变压器产品信息、运行参数和几何参数，建立电力变压器全尺寸的三维声辐射有限元计算模型，将电力变压器模型放置在开放、平坦的表面上进行声辐射特性分析，考虑到电网的安全、经济运行，将负载率设定为60％。

步骤3、分析电力变压器噪声的声辐射特性

(1)根据经验方程近似计算运行中电力变压器的声功率级：

式中，sr为电力变压器额定容量，单位为mva，sp为参考容量(1mva)，it为高压侧的实际计算电流值，ir为高压侧额定电流值。

(2)对主频率附近频率进行远场分析。考虑到油浸式电力变压器噪声的频谱分析结果中低于1khz的低频部分占相当大的比例，因此，在远场分析时，选择100hz、200hz、300hz、600hz、800hz作为分析频率，计算半径设为6.5米，计算平面高度为1.5米至6米。

(3)对电力变压器两个正交垂直的平面进行方向性分析，计算半径设为6.5米。

由远场分析和方向性分析的计算结果，可以得出如下结论：

(1)在同一水平面上，随着频率的增加，相应曲线的平滑度降低，100hz和200hz频率分量的振幅大于300hz、600hz和800hz的振幅。

(2)在同一水平面上且在一定频率下，两个油罐长边的声压级的最大值大于两个短边的声压级的最大值。100hz时长边与短边的最大声压级差约为20db，而200hz时相应的最大声压级差大于14db。

(3)当远场分析计算平面高度从1.5米到6米变化时，100hz、200hz和300hz的声压级的最大值略微增加，而600hz和800hz的最大声压级减小。

(4)在油罐上方的垂直平面内，在相同的声压级下，低频噪声的覆盖面积大于高频噪声的覆盖面积，而高频噪声声压级的最大值比低频噪声声压级的最大值大。

步骤4、根据分析结果，提出如下室内变电站低噪声设计和吸声结构的改进方法：

宏观层面，在土地成本中性的前提下调整了变压器室的位置使其远离噪声敏感区域；在确保散热效率的基础上，将通风窗的中心高度由6米降到5.1米，以减少在变压器室内较高水平面上出现较高声压级噪声的直接扩散，同时改变通风窗的朝向以避免其朝向噪声敏感区域。

微观层面，在电气设备有足够安全距离的前提下，首先，将吸声结构的空腔深度设为428.75mm，以提高低频吸声特性；其次，在泡沫金属吸声板内侧贴附一层金属薄膜以提高吸声系数曲线的峰值。此外，将变压器室下部的一部分吸声材料移到变压器室顶部以直接吸收噪声并能抑制具有更大声压级的反射噪声，且不会增加吸声材料的用量。

本发明所提供的一种考虑电力变压器的声辐射特性的室内变电站低噪声设计和吸声结构的改进方法，能有效提高吸声结构的吸声性能，有助于以更低成本实现更高效的室内变电站噪声抑制。

附图说明

图1为室内变电站低噪声设计优化流程图；

图2a为室内变电站布局调整前的示意图；

图2b为室内变电站布局调整后的示意图；

图3为吸声结构改进前后的对比图；

图4为吸声结构改进前后声阻抗—频率图；

图5为吸声结构改进前后吸声系数和声压级的频谱图；

图6为室内变电站优化布局和改进吸声结构前后声压级分布图

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案更加清楚、明确，以下参照附图并举实施例对本发明进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

参考图2a和图2b，根据声辐射特性分析结果，在土地成本中性的前提下调整变压器室的位置使其远离噪声敏感区域；在确保散热效率的基础上，将通风窗的中心高度由6米降到5.1米，以减少在变压器室内较高水平面上出现较高声压级噪声的直接扩散，同时改变通风窗的朝向以避免其朝向噪声敏感区域。

参考图3，改变吸声结构的空腔深度，在泡沫金属吸声材料内侧贴附一层金属薄膜，空腔深度的计算过程如下：

a、变压器室内的声速vs与年平均工作环境温度tm之间的关系为：vs＝331.6+0.6tm(式1)；

b、对于某一频率的声波，在距刚性壁四分之一波长的数倍处声压为零，空气粒子获得最大振动速度，吸声材料的摩擦阻尼引起的声能损失达到最大，即材料获得最佳的吸声效果，因此，当空腔深度等于四分之一波长的奇数倍时可以得到相应频率的最大吸声系数，空腔深度

c、综合考虑吸声结构的吸声效果和占地面积，选择200hz作为主要的目标吸声频率，取tm＝19℃带入式1计算vs，将求得的vs、m＝0和fb＝200hz带入式2，从而确定空腔深度为428.75mm。

利用阻抗管测量吸声结构改进前后的在频域的声阻抗值、吸声系数及声压级，测试结果如图4、图5所示。

图4为声阻抗率—频率图，比较了原始结构、过渡结构(无金属薄膜，仅增加空腔深度)、改进结构的声阻抗，可以看到，在增大空腔深度后，声阻抗率峰值个数由原来的1个增加到4个，且声阻抗率峰值下降；增加金属薄膜后，改进结构的声阻抗率峰值进一步下降到268.09pa·s/m。

图5为吸声系数和声压级的频谱图，通过比较分析可以得到如下结论：在0—1000hz范围内，吸声结构的空腔深度由160mm增加到428.75mm后，吸声系数峰值个数也随之从1个增加到3个；在泡沫金属内侧贴附一层金属薄膜后，吸声系数的峰值明显增大，且出现第一个峰值的频率向低频移动；对于声压级大于45db的五个主要频率100hz、200hz、300hz和600hz和800hz，改进吸声结构后，100hz、200hz、300hz和600hz的吸声系数分别增加了0.38、0.68、0.09和0.17，而800hz的系数略微减少了0.01，其中改进后对200hz的低频噪声吸声效果提升最明显。因此，改进后的吸声结构可以提高整体吸声效果并降低室内变电站噪声辐射水平。

本文中所描述的具体实施例仅仅是对本发明精神作举例说明。本发明所属技术领域的技术人员可以对所描述的具体实施例做各种各样的修改或补充或采用类似的方式替代，但并不会偏离本发明的精神或者超越所附权利要求书所定义的范围。