魯文波， 曲光磊

(1.上海?；⒃畔⒖萍加邢薰?，上海 200235； 2.特變電工沈陽(yáng)變壓器集團(tuán)有限公司，沈陽(yáng) 110025)

近年來(lái)電力變壓器的容量等級(jí)逐漸提高，產(chǎn)生的振動(dòng)噪聲問(wèn)題日趨嚴(yán)重，振動(dòng)噪聲已成為電力設(shè)備產(chǎn)品和市場(chǎng)需求的重要指標(biāo)。變壓器振動(dòng)不僅影響電力設(shè)備正常運(yùn)行和使用壽命，也導(dǎo)致了環(huán)境噪聲污染，科學(xué)地解決變壓器振動(dòng)噪聲問(wèn)題已成為變壓器生產(chǎn)廠家與使用部門亟需解決的難題。變壓器振動(dòng)噪聲模擬涉及磁致伸縮、磁固耦合、流固耦合等建模與計(jì)算，考慮磁致伸縮的振動(dòng)噪聲分析一直是行業(yè)難點(diǎn)。目前研究手段主要以試驗(yàn)分析[1-3]和工程治理[4-5]為主，在繞組狀態(tài)監(jiān)測(cè)方面也有較多研究[6-7]，但仿真模擬主要集中在激勵(lì)力簡(jiǎn)化計(jì)算、振源等效[8-10]與繞組振動(dòng)分析[11-12]。其中，文獻(xiàn)[10]用數(shù)組點(diǎn)聲源組成的聲學(xué)系統(tǒng)等效模擬油箱壁振動(dòng)所輻射的噪聲，得到遠(yuǎn)處測(cè)試點(diǎn)的噪聲水平與實(shí)際基本相符，為后續(xù)有源降噪研究提供方便，文獻(xiàn)[11]通過(guò)對(duì)大型變壓器繞組有限元建模與分析研究了繞組預(yù)緊力與箱壁振動(dòng)之間的關(guān)系，文獻(xiàn)[12]基于“磁-機(jī)械”耦合場(chǎng)理論實(shí)現(xiàn)了變壓器運(yùn)行過(guò)程中由電動(dòng)力激勵(lì)到繞組振動(dòng)響應(yīng)的全過(guò)程仿真分析，而考慮鐵心磁致伸縮的研究較少，變壓器振動(dòng)噪聲問(wèn)題還有待深入研究。

變壓器激振源包含鐵心磁致伸縮、繞組洛侖茲力及鐵心接縫處的表面電磁力，鐵心構(gòu)件采用斜接縫、步進(jìn)式、重疊搭接等先進(jìn)制造工藝，使得鐵心內(nèi)部漏磁很小，電磁力也很小，空載工況下表面電磁力與繞組洛侖磁力引起的振動(dòng)與磁致伸縮效應(yīng)產(chǎn)生的振動(dòng)存在數(shù)量級(jí)上的差異，可以忽略，變壓器本體振動(dòng)主要由鐵心硅鋼片磁致伸縮引起[13-15]。變壓器鐵心硅鋼片的磁致伸縮不但與磁場(chǎng)具有復(fù)雜的非線性關(guān)系、存在各向異性，還受制造工藝、運(yùn)行狀態(tài)及環(huán)境等多種因素的影響，是一個(gè)非常復(fù)雜的現(xiàn)象，至今學(xué)術(shù)界尚未統(tǒng)一建立可準(zhǔn)確反映磁致伸縮特性的數(shù)學(xué)模型。鐵心引起的器身振動(dòng)經(jīng)過(guò)緊固件、墊腳以及變壓器油傳遞至油箱，進(jìn)而輻射噪聲。目前多采用調(diào)節(jié)夾緊力、改變油箱結(jié)構(gòu)等經(jīng)驗(yàn)措施進(jìn)行降噪，為了從機(jī)理上進(jìn)行分析，探索科學(xué)有效的降噪方法，考慮磁致伸縮效應(yīng)的變壓器振動(dòng)噪聲分析是必要的。

本文針對(duì)某大型油浸式自耦變壓器振動(dòng)噪聲超標(biāo)問(wèn)題，利用商用有限元軟件建立變壓器三維電磁場(chǎng)模型，求解瞬態(tài)場(chǎng)得到不同時(shí)刻鐵心硅鋼片各節(jié)點(diǎn)處的磁通密度；再將磁致伸縮與熱效應(yīng)相比擬，通過(guò)等效處理相關(guān)物理量建立磁致伸縮等效模型，實(shí)現(xiàn)鐵心磁致伸縮位移計(jì)算，以此作為激勵(lì)計(jì)算器身振動(dòng)；考慮變壓器油的傳遞，建立器身-變壓器油-油箱的流固耦合模型，計(jì)算變壓器整機(jī)振動(dòng)，進(jìn)而計(jì)算輻射噪聲，并與實(shí)測(cè)值相比；同時(shí)還分析了油箱加筋與油箱壁厚度變化，以及油箱底部約束方式對(duì)振動(dòng)噪聲的影響，為變壓器降噪提供了參考。

1 理論基礎(chǔ)與計(jì)算流程

1.1 電磁場(chǎng)理論基礎(chǔ)

基于Maxwell方程，忽略鐵心渦流效應(yīng)，變壓器鐵心區(qū)域瞬態(tài)電磁場(chǎng)方程可表述為：

(1)

1.2 振動(dòng)理論基礎(chǔ)

通過(guò)三維瞬態(tài)電磁場(chǎng)求解，可得到鐵心不同時(shí)刻鐵心硅鋼片各節(jié)點(diǎn)處的磁通密度，再結(jié)合磁致伸縮等效模型得到鐵心磁致伸縮位移，以此作為激勵(lì)源可進(jìn)行器身強(qiáng)迫振動(dòng)分析，滿足如下動(dòng)力學(xué)方程：

(2)

1.3 聲學(xué)理論基礎(chǔ)

采用聲學(xué)有限元法求解聲學(xué)Helmholtz方程來(lái)計(jì)算聲場(chǎng)。通過(guò)聲波的連續(xù)方程、運(yùn)動(dòng)方程和物態(tài)方程可推導(dǎo)得到Helmholtz波動(dòng)方程[16]，通過(guò)傅里葉變換可得均勻流體中傳播的基本聲學(xué)方程頻域形式為：

(3)

式中:k為波數(shù)，k=ω/c=2πf/c，m-1，其中，c為聲波在流體中的速度，m/s；ρ0為流體密度，kg/m3；q0為外部作用于流體的質(zhì)量源。

1.4 變壓器振動(dòng)噪聲計(jì)算流程

空載工況下變壓器的振動(dòng)噪聲研究主要考慮由磁致伸縮現(xiàn)象引起的鐵心振動(dòng)，相關(guān)仿真計(jì)算涉及電磁、流體、結(jié)構(gòu)、振動(dòng)、聲學(xué)等多個(gè)學(xué)科，特別是鐵心磁致伸縮計(jì)算與磁固耦合、流固耦合的多物理場(chǎng)建模計(jì)算，計(jì)算流程包含瞬態(tài)電磁場(chǎng)計(jì)算、鐵心磁致伸縮計(jì)算、器身與整機(jī)電磁振動(dòng)計(jì)算、整機(jī)噪聲計(jì)算等。如不考慮冷卻系統(tǒng)產(chǎn)生的噪聲，油浸式變壓器振動(dòng)噪聲計(jì)算流程，如圖1所示。

圖1 油浸式變壓器振動(dòng)噪聲計(jì)算流程

2 電磁場(chǎng)建模與計(jì)算

2.1 分析工況

電磁仿真主要是通過(guò)有限元方法求解Maxwell方程組，得到所需的磁通密度、電磁力和電流密度等參數(shù)的分布和大小。變壓器電磁場(chǎng)仿真分為空載和短路工況，在空載狀態(tài)下，主要是鐵心勵(lì)磁，此時(shí)振動(dòng)噪聲主要由鐵心磁致伸縮產(chǎn)生；在短路狀態(tài)下，振動(dòng)噪聲主要由繞組短路電磁力產(chǎn)生。大量試驗(yàn)證明，空載狀態(tài)下鐵心振動(dòng)產(chǎn)生的噪聲遠(yuǎn)高于短路狀態(tài)下繞組振動(dòng)產(chǎn)生的噪聲[17-18]，故本文以空載狀態(tài)為分析工況，對(duì)鐵心磁致伸縮所產(chǎn)生的振動(dòng)噪聲進(jìn)行分析研究。采用Ansys軟件實(shí)現(xiàn)電磁場(chǎng)與電磁振動(dòng)的仿真計(jì)算，采用Virtual.Lab Acoustics軟件實(shí)現(xiàn)輻射噪聲的仿真計(jì)算。

2.2 電磁場(chǎng)建模

本文對(duì)某自耦變壓器(型號(hào)：ODFPS-334500-500)進(jìn)行電磁振動(dòng)噪聲的詳細(xì)建模計(jì)算與分析，其三維幾何模型如圖2。

圖2 自耦變壓器三維幾何模型

為提高計(jì)算精確度，需根據(jù)不同部位精細(xì)化程度分區(qū)域進(jìn)行剖分，完成三維實(shí)體有限元建模。其中，鐵心建模需根據(jù)鐵心截面形狀盡量分級(jí)，保證截面積一致；繞組建模需根據(jù)繞組位置及具體內(nèi)外徑進(jìn)行等效建模(本文等效為圓柱筒)?？紤]后續(xù)磁固耦合計(jì)算的便捷性與數(shù)據(jù)傳遞的準(zhǔn)確性，鐵心建模時(shí)考慮了器身墊腳(由工字鋼、層壓木與膠墊構(gòu)成)與夾件等約束結(jié)構(gòu)。在鐵心及繞組外面包圍空氣包，尺度為器身大小的5倍，由于器身沿長(zhǎng)軸方向完全對(duì)稱，故采用1/2對(duì)稱分析。電磁場(chǎng)分析中主要材料屬性設(shè)定，如表1所示。

表1 主要材料屬性(20 ℃)

電磁場(chǎng)有限元建模時(shí)，繞組采用六面體網(wǎng)格，鐵心采用四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分需根據(jù)模型尺寸大小來(lái)確定疏密，保證網(wǎng)格漸進(jìn)與平滑，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為559 090，單元總數(shù)為356 188。施加激勵(lì)為電流密度，在高壓繞組上加載額定電流為1 101.9 A的勵(lì)磁電流，串聯(lián)匝數(shù)為424，勵(lì)磁電流比例為0.09%，線電壓525 000 V，相電壓303 109 V。設(shè)置計(jì)算時(shí)間步為0.04 s，選擇空氣包的6個(gè)外表面，施加磁力線平行邊界條件。

2.3 電磁場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

求解三維瞬態(tài)電磁場(chǎng)得到磁場(chǎng)分布，其中磁通密度矢量分布如圖3所示，鐵心中心磁通密度約為1.74 T，計(jì)算單設(shè)計(jì)值為1.76 T，驗(yàn)證了磁場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性。鐵軛上某點(diǎn)處的磁通密度時(shí)域曲線如圖4(a)所示，平頂波形表明該處磁場(chǎng)出現(xiàn)飽和，經(jīng)FFT后得到頻域曲線如圖4(b)所示，可以看出主要能量集中在50 Hz處。

施加電流頻率為50 Hz，電磁力頻率則變?yōu)?00 Hz，即加載電流的2倍；在僅有勵(lì)磁電流的情況下，鐵心中的電磁力很小，可忽略不計(jì)，變壓器空載下的振動(dòng)噪聲主要由鐵心磁致伸縮引起。

圖3 磁通密度矢量分布(t=0.005 s)

(a) 時(shí)域曲線

(b) 頻域曲線

3 鐵心磁致伸縮計(jì)算

3.1 磁致伸縮等效模型

變壓器鐵心勵(lì)磁在宏觀上表現(xiàn)為硅鋼片在沿著磁力線方向的尺寸增加，而垂直于該方向的尺寸縮小，即磁致伸縮現(xiàn)象，磁致伸縮大小常用其長(zhǎng)度相對(duì)變化量表示，即磁致伸縮系數(shù)或磁致伸縮率：λ=ΔL/L，L為原始尺寸，ΔL為最大形變量。磁致伸縮率受諸多因素影響，很難完整地建立一個(gè)合理描述的理論模型，一般借助實(shí)驗(yàn)手段使用激光位移計(jì)來(lái)測(cè)量鐵磁材料的磁致伸縮率。通過(guò)對(duì)不同磁場(chǎng)作用下的磁致伸縮進(jìn)行測(cè)量[19-20]，得到一系列磁通密度與磁致伸縮率之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，將這些數(shù)據(jù)繪制成曲線即得到磁致伸縮特性曲線，典型磁致伸縮特性曲線如圖5所示。測(cè)量表明，硅鋼片鐵心磁致伸縮是非線性的[20-21]，因此變壓器鐵心產(chǎn)生的振動(dòng)噪聲與磁通密度之間也呈現(xiàn)一種非線性關(guān)系。

圖5 典型磁致伸縮特性曲線

鐵心結(jié)構(gòu)處于復(fù)雜的交變磁場(chǎng)環(huán)境，不僅受到磁場(chǎng)本身及磁致伸縮效應(yīng)的影響，同時(shí)也影響所處的磁場(chǎng)以及材料本身的磁化，由此引起復(fù)雜的磁固耦合問(wèn)題。本文借助商用有限元軟件，基于耦合場(chǎng)分析將磁致伸縮效應(yīng)與熱效應(yīng)相比擬，通過(guò)鐵心節(jié)點(diǎn)磁通密度插值磁致伸縮特性曲線，應(yīng)用于磁固耦合模型，實(shí)現(xiàn)鐵心硅鋼片磁致伸縮的數(shù)值計(jì)算。

熱彈性力學(xué)物理方程可表述如下：

(4)

式中，σx、σy、σz為正應(yīng)力分量；τxy、τyz、τzx為剪應(yīng)力分量；εx、εy、εz為正應(yīng)變分量；γxy、γyz、γzx為剪應(yīng)變分量；E為彈性模量；μ為泊松比；α為熱膨脹系數(shù)；T為溫度；下標(biāo)x、y、z表示笛卡爾坐標(biāo)方向；下標(biāo)xy、yz、zx表示笛卡爾坐標(biāo)平面。

磁彈性力學(xué)物理方程可表述如下：

(5)

式中:Hx、Hy、Hz表示磁場(chǎng)強(qiáng)度H的三個(gè)方向。

比較式(4)與式(5)可知，磁致伸縮效應(yīng)與熱效應(yīng)在物理方程上形式相似，若將兩式中的相應(yīng)參數(shù)與物理量作如下等效處理：

(6)

即將磁彈性力學(xué)中的磁致伸縮率系數(shù)與磁場(chǎng)強(qiáng)度分別比擬為熱彈性力學(xué)中的熱膨脹系數(shù)與溫度，則兩個(gè)方程所描述的物理問(wèn)題轉(zhuǎn)化為同一形式的數(shù)學(xué)方程，從而有限元控制方程也具有相同表現(xiàn)形式。所以，將磁致伸縮效應(yīng)與熱效應(yīng)相比擬，在物理現(xiàn)象本質(zhì)和物理方程上是可行的，其推導(dǎo)簡(jiǎn)捷，物理意義明確，輸入輸出變量可參考耦合分析處理方法。

3.2 磁固耦合與磁致伸縮位移計(jì)算

為了便于磁固耦合計(jì)算與數(shù)據(jù)傳遞，鐵心結(jié)構(gòu)有限元模型直接來(lái)自磁場(chǎng)模型?？紤]鐵心構(gòu)件的各向異性屬性，通過(guò)模態(tài)計(jì)算與測(cè)試分析得到鐵心構(gòu)件力學(xué)參數(shù)，鐵心模態(tài)測(cè)試,如圖6所示。

圖6 鐵心模態(tài)測(cè)試

將計(jì)算到的磁通密度經(jīng)FFT后得到頻域下的磁通密度分布，通過(guò)有限元單元上的節(jié)點(diǎn)插值到磁致伸縮特性曲線，得到對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的應(yīng)變數(shù)值，采用等效模型將應(yīng)變作為比擬法計(jì)算的基礎(chǔ)參數(shù)，取假定的熱膨脹系數(shù)和初始參考溫度(本文分別取1.1E-5/℃和20 ℃)，得到硅鋼片區(qū)域各節(jié)點(diǎn)上的最終溫度，并以此結(jié)果作為熱分析的節(jié)點(diǎn)溫度載荷，通過(guò)熱比擬計(jì)算即可得到節(jié)點(diǎn)位移，實(shí)現(xiàn)鐵心磁固耦合計(jì)算。得到各頻率處的鐵心磁致伸縮位移如圖7所示(以50 Hz為例，磁致伸縮后頻率變?yōu)?00 Hz)，圖(a)～(c)分別表示100 Hz、200 Hz、300 Hz處振動(dòng)，其中，100 Hz處振動(dòng)最明顯，最大振幅值為5.05 μm，200 Hz、300 Hz處最大振幅值分別為0.076 9 μm、0.003 38 μm，隨著頻率增大其振動(dòng)能量依次降低，與磁通密度結(jié)果一致。

4 變壓器振動(dòng)計(jì)算分析

4.1 器身振動(dòng)計(jì)算

采用插值方法通過(guò)APDL命令流將鐵心振動(dòng)位移加載到器身模型的鐵心上，計(jì)算得到器身整體振動(dòng)，振動(dòng)云圖如圖8所示，圖(a)～(c)分別表示100 Hz、200 Hz、300 Hz處振動(dòng)(單位：mm)。

提取主要頻率處器身振動(dòng)的最大值如表2所示，振動(dòng)形態(tài)與鐵心類似，基頻100 Hz處的振動(dòng)遠(yuǎn)大于其

圖7 鐵心磁致伸縮振動(dòng)

Fig.7 Magnetostriction vibration of iron core

(a) (b) (c)

表2 各頻率處器身振動(dòng)值比較

他頻率，最大振幅值為5.05 μm，主要振動(dòng)位于上下鐵軛、旁柱、上下鐵軛接縫處。由于激勵(lì)頻率與器身某些模態(tài)頻率接近，也存在局部頻率振動(dòng)，整體振動(dòng)重點(diǎn)關(guān)注100 Hz即可。

4.2 流固耦合與整機(jī)振動(dòng)計(jì)算

油浸式變壓器振動(dòng)分析需考慮變壓器油的能量傳遞，通過(guò)建立器身-變壓器油-油箱的流固耦合模型，將器身振動(dòng)能量通過(guò)變壓器油傳遞到油箱上。流固耦合建模時(shí)將器身結(jié)構(gòu)與流體單獨(dú)劃分網(wǎng)格，在二者交界面上通過(guò)APDL命令流方式建立流體與結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的接觸連接。該方法不需要器身結(jié)構(gòu)與流體共節(jié)點(diǎn)，大大簡(jiǎn)化了網(wǎng)格劃分的工作量與難度。設(shè)定聲音在油中的傳播速度為1 400 m/s，油的密度為900 kg/m3。將鐵心振動(dòng)結(jié)果通過(guò)節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)插值到該流固耦合模型中，計(jì)算得到變壓器整體振動(dòng)情況如圖9所示，圖(a)～(c)分別表示100 Hz、200 Hz、300 Hz處振動(dòng)，單位：mm。與鐵心、器身振動(dòng)情況類似，100 Hz處振動(dòng)最大，其最大振幅為0.016 79 mm，200 Hz、300 Hz處最大振幅分別為0.067 5 μm、0.028 18 μm，隨著頻率增大變壓器振動(dòng)依次降低。

(a)

(b)

(c)

從整機(jī)振動(dòng)結(jié)果分析可知，該自耦變壓器在空載工況下主要表現(xiàn)為100 Hz處的振動(dòng)，振動(dòng)形態(tài)為鐵心振動(dòng)帶動(dòng)器身振動(dòng)，再通過(guò)變壓器油與器身連接構(gòu)件的傳遞，引起油箱整體振動(dòng)，同時(shí)由于油箱局部模態(tài)與激勵(lì)頻率接近出現(xiàn)局部較大振動(dòng)，另外，高次諧波產(chǎn)生的振動(dòng)很小，后續(xù)進(jìn)一步考核噪聲結(jié)果。

5 變壓器噪聲計(jì)算分析

以油箱壁的振動(dòng)計(jì)算結(jié)果作為噪聲計(jì)算的輸入，在外場(chǎng)進(jìn)行變壓器的聲輻射計(jì)算。噪聲模型的網(wǎng)格可從振動(dòng)分析中的油箱結(jié)構(gòu)網(wǎng)格導(dǎo)出，提取油箱振動(dòng)結(jié)果，加載到油箱表面(聲場(chǎng)網(wǎng)格)，建立噪聲計(jì)算模型，進(jìn)行聲輻射計(jì)算。測(cè)量基準(zhǔn)面距離油箱壁為0.3 m，通過(guò)插入場(chǎng)點(diǎn)模型的方式建立場(chǎng)點(diǎn)網(wǎng)格，計(jì)算得到噪聲分布如圖10所示(單位：dB，以100 Hz為例)，主要頻率處噪聲最大值如表3所示，高次諧波產(chǎn)生的噪聲相比100 Hz處要小10 dB以上，可忽略不計(jì)。

圖10 變壓器噪聲分布

Tab.3 Noise comparison of transformer at various frequencies

參數(shù)數(shù)值頻率/Hz 100200300聲壓級(jí)/dB70.144.546.2

在變壓器高度的1/3與2/3位置每隔1 m取一個(gè)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)，共22個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，各測(cè)點(diǎn)在100 Hz處的噪聲計(jì)算值,如表4所示。

表4 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處變壓器噪聲計(jì)算值

(7)

式中:Lpi為各測(cè)點(diǎn)噪聲值；i=1,2,…,22，為測(cè)點(diǎn)編號(hào)。經(jīng)試驗(yàn)站測(cè)試，該臺(tái)變壓器產(chǎn)品的實(shí)測(cè)噪聲平均值為60 dB，仿真計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了本文所建立的磁致伸縮等效模型的合理性與振動(dòng)噪聲模型的正確性。產(chǎn)生誤差的原因主要有：振動(dòng)計(jì)算的約束邊界難以與實(shí)際情況一致、鐵心材料與繞組模型存在等效誤差等。

6 變壓器降噪措施

6.1 油箱結(jié)構(gòu)改進(jìn)

改變油箱結(jié)構(gòu)是變壓器企業(yè)常用的降噪措施，根據(jù)實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)，油箱壁加強(qiáng)筋的布置及箱壁厚度對(duì)噪聲均存在一定影響，目前改進(jìn)措施主要依據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)做定性評(píng)估。本文結(jié)合所建立的振動(dòng)噪聲計(jì)算流程，對(duì)油箱結(jié)構(gòu)改進(jìn)的影響進(jìn)行定量計(jì)算與分析，分別在原油箱結(jié)構(gòu)上增加1道筋、2道筋、3道筋(幾何模型如圖11所示)和5道筋，加強(qiáng)筋間距分別為1.86 m、1.24 m、0.93 m和0.62 m，得到加筋數(shù)量與變壓器振動(dòng)噪聲的關(guān)系曲線,如圖12所示(顯示結(jié)果為振動(dòng)噪聲最大幅值)。

圖11 加3道筋時(shí)的油箱結(jié)構(gòu)(1/2模型)

圖12 油箱加筋數(shù)量與變壓器振動(dòng)噪聲的關(guān)系曲線

Fig.12 Relation curve between the number of reinforcement rib of tank and the vibration and noise of transformer

可看出，油箱結(jié)構(gòu)差異對(duì)變壓器振動(dòng)噪聲影響較大，從整體趨勢(shì)看隨著油箱剛度增大，最大幅值先增大后減小。主要原因是加2道筋后油箱固有頻率與激勵(lì)頻率接近，引起局部過(guò)大振動(dòng)。加3道筋時(shí)局部模態(tài)與激勵(lì)頻率也較為接近，但油箱整體剛度增大，相比加2道筋的情況最大振幅有所降低。其中，加2道筋與加3道筋時(shí)的含油油箱模態(tài)頻率如表5所示。隨著加筋數(shù)量增多，油箱頻率增大，遠(yuǎn)離激勵(lì)頻率，最大振幅逐漸減小。根據(jù)油箱振動(dòng)結(jié)果計(jì)算得到變壓器噪聲，其變化規(guī)律與動(dòng)基本一致。根據(jù)分析可知，從降噪角度考慮，設(shè)計(jì)油箱結(jié)構(gòu)時(shí)要么“軟”一些，布置較少加強(qiáng)筋，要么“硬”一些，布置較多加強(qiáng)筋。

表5 含油油箱模態(tài)頻率

另外，分析了油箱箱壁厚度與變壓器振動(dòng)噪聲的關(guān)系，取厚度分別為10 mm、12 mm、14 mm、16 mm和20 mm時(shí)的振動(dòng)噪聲計(jì)算結(jié)果,如圖13所示。

圖13 不同箱壁厚度與變壓器振動(dòng)噪聲的關(guān)系曲線

經(jīng)分析可知，隨著箱壁厚度增大，振幅逐漸減小，且油箱振動(dòng)形態(tài)基本一致，但并非線性變化；從趨勢(shì)上看，隨著油箱厚度的進(jìn)一步增大，振動(dòng)降低的幅度逐漸變小。箱壁厚度增大則整體噪聲也逐漸降低，基本呈線性變化。厚度從10 mm增加至16 mm時(shí)噪聲最大值降低約2.4 dB(與實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)一致)，從10 mm增加至20 mm時(shí)噪聲最大值降低約4.4 dB。

6.2 箱底約束方式改進(jìn)

根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)，變壓器安裝時(shí)箱底約束方式也會(huì)對(duì)整體噪聲造成較大影響，可產(chǎn)生3～5 dB的差異，本文計(jì)算分析了三種約束情況下的變壓器振動(dòng)噪聲情況：①箱底全約束；②箱底按實(shí)際安裝情況約束，如圖14所示；③改進(jìn)約束位置，將變壓器支撐點(diǎn)(水泥條塊)移至器身墊腳正下方。

圖14 油箱底部實(shí)際約束(水泥條塊與墊腳未對(duì)齊)

經(jīng)計(jì)算分析可知，底部全約束比實(shí)際約束情況噪聲高約2.3 dB，大量振動(dòng)能量從箱壁上釋放出來(lái)，增大了輻射噪聲，可見(jiàn)箱底約束并非越多越好。改進(jìn)后將約束位置調(diào)至墊腳正下方，對(duì)箱壁內(nèi)的器身整體起到了較好支撐作用，器身振動(dòng)得到了有效抑制，整機(jī)最大噪聲降低近5 dB。

7 結(jié) 論

本文建立了油浸式變壓器振動(dòng)噪聲的詳細(xì)分析流程，采用等效模型計(jì)算鐵心磁致伸縮位移，以此激勵(lì)計(jì)算變壓器振動(dòng)噪聲，得出結(jié)論如下：

(1) 將磁致伸縮效應(yīng)與熱效應(yīng)進(jìn)行比擬，等效相關(guān)物理參數(shù)，實(shí)現(xiàn)鐵心磁致伸縮的數(shù)值計(jì)算是可行的，得到的鐵心位移可作為整機(jī)振動(dòng)計(jì)算的激勵(lì)。

(2) 在磁固耦合計(jì)算中采用一套鐵心模型更為便捷，保證了數(shù)據(jù)傳遞的正確性；器身-變壓器油-油箱的流固耦合模型充分考慮了振動(dòng)傳遞路徑，變壓器噪聲計(jì)算值與實(shí)測(cè)值吻合較好，平均噪聲誤差為1.5 dB，驗(yàn)證了方法流程的有效性和正確性。

(3) 油箱壁厚度并非越厚越好，要么設(shè)計(jì)的“軟”一些，布置較少加強(qiáng)筋，要么“硬”一些，布置較多加強(qiáng)筋；箱底約束也并非越多越好，容易增大箱壁輻射噪聲；將整機(jī)約束位置放至墊腳正下方可有效降低噪聲。

本文方法流程同樣適用于其他油浸式變壓器和干式變壓器，為深入分析變壓器振動(dòng)噪聲問(wèn)題提供了參考，后續(xù)將進(jìn)一步分析磁通密度、夾緊力、硅鋼片材料等對(duì)振動(dòng)噪聲的影響。