變電站高壓並聯電抗器噪聲問題日漸突出，現有變電站通過對高壓並聯電抗器加裝隔聲裝置達到控制噪聲的目的，但隔聲裝置可能造成高壓並聯電抗器散熱不足，使内部絕緣系統性能劣化，影響特高壓並聯電抗器運行可靠性與經濟性。國網浙江省電力有限公司檢修分公司的研究人員李光、王炳昱，在2020年第2期《電氣技術》雜志上撰文，結合華東某超高壓變電站實際應用案例，對加裝隔聲裝置後的高壓並聯電抗器噪聲影響和散熱性能進行分析。

随著我國超、特高壓電網建設的快速發展，廣大公衆和環保部門對高壓變電站周界噪聲影響的關注程度越來越高。高壓並聯電抗器作爲電力系統長輸電線路的無功補償設備，用於抑制長線路容升效應導緻的過電壓，由於鐵心漏磁大且投運即爲滿功率運行，産生的噪聲震動大
。由於高壓並聯電抗器通常安裝在變電站周界的出線側靠近圍牆，對站外噪聲的影響較大。

爲瞭使變電站周界噪聲符合《工業企業廠界環境噪聲排放标準》（GB 12348—2008）2類标準，同時確保變電站周圍居民區噪聲符合《聲環境質量标準》（GB 3096—2008）的要求，變電站的噪聲治理變得十分緊迫，而高壓並聯電抗器是變電站周界噪聲的重要來源，已經成爲噪聲治理的重點對象。

1 噪聲(shēng)控制措施

對站内高壓並聯電抗器的噪聲控制措施主要分爲兩個方面，即内部控制措施和外部控制措施。

内部控制措施主要包括選用高導磁激光刻痕磁性矽鋼片和多級步進搭接結構，降低磁緻伸縮；採(cǎi)用先進工藝，例如合理選用綁(bǎng)紮、壓緊結構及加強繞組
、引線的固定等，防止因電磁力振動引起的噪聲；加強裝配結構，可以在鐵心墊腳與箱底間放置隔振橡膠墊，以及在油箱外壁槽型加強鐵中間充滿隔聲材料；降低附件噪聲，選用優質低噪聲風扇，減少風扇同時運行組數等。

外部控制措施的目的是抑制噪聲的空間傳播，可採(cǎi)用全封閉(bì)BOX-IN、非全封閉(bì)隔聲間、外殼貼附吸音材料、增加隔聲牆等措施。

相較於(yú)内部控制措施，外部控制措施更容易實現。而相對於(yú)其他外部控制措施，BOX-IN由於(yú)使用全封閉(bì)結構，其隔聲效果具有明顯的優勢而受到工程上的青睐。

2 聲(shēng)屏障和BOX-IN降噪性能分析

分别對高壓並聯電抗器使用聲屏障和 BOX-IN兩種不同的降噪措施建立電抗器噪聲分析的計算模型，設定額定容量爲40Mvar，額定聲功率爲84～90dB，通過採用Sound PLAN軟件分别建立在電抗器防火牆正前端無任何隔音措施、建造8m高的聲屏障和使用高壓電抗器BOX-IN措施的計算模型，進行噪聲值分析計算，結果見表1。

表1 三種情況噪聲點(diǎn)計(jì)算結果

由Sound PLAN軟件計算數據如圖1所示。聲屏障措施中接收點的噪聲減小幅度随距離的增大而變(biàn)小，說明聲屏障的降噪效果随距離的增大而降低，在聲屏障近處降噪效果很明顯，遠處降噪效果較低。當使用BOX-IN裝置時，與沒有採(cǎi)取降噪措施相比，接收點的噪聲值減小幅度随距離的增大基本不變(biàn)。

圖1 三種情況噪聲點(diǎn)計(jì)算結果曲線

通過計算可知，與採取聲屏障降噪措施相比，採取BOX-IN降噪措施時，接收點的噪聲減小幅度随距離的增大而增大。考慮到變電站周界居民分布一般不會位於變電站較近的區域，所以並聯電抗器使用BOX-IN裝置安裝方式對降低遠處民房噪聲效果明顯。

3 BOX-IN結構(gòu)的溫升計(jì)算

3.1 BOX-IN結構(gòu)特點(diǎn)

根據前文對Sound PLAN軟件計算結果的分析可知，在變電站周界噪聲問題較爲嚴重的區域，BOX-IN方案的優勢明顯，安裝BOX-IN的高壓並聯電抗器結構如圖2所示，将並聯電抗器本體置於由隔聲牆闆所密封的密閉空間内，設置排風機和進風孔並做相應的消聲處理，BOX-IN預留供人員巡視進出的隔聲門，並設置相應的密封條保證其密閉性。

但由於電抗器本體設計結構原因使得頂層隔音頂闆與電抗器油箱上部空間狹小，給電抗器運維檢修帶來瞭一些新問題。

圖2（a）BOX-IN結(jié)構(gòu)正視圖

圖2（b）BOX-IN結(jié)構(gòu)俯視圖

根據BOX-IN相關結構要求，需将電抗器本體與其散熱器分開布置，電抗器本體完全至於密閉的封閉空間内，需對加裝BOX-IN後電抗器繞組溫度、油面溫度進行計算驗證，通過計算得出電抗器加裝BOX-IN對溫升的影響。

3.2 電抗器溫升計算（略）

本文以華東某500kV變電站某線高壓電抗器爲例，該電抗器容量爲40Mvar，冷卻方式爲油浸自冷，計算其在加裝BOX-IN裝置後相關溫升指标情況。該型高壓並聯電抗器額定損耗83.8kW，其繞組的熱負載爲317.2W/m2，頂層油溫升修正值6K，繞組的絕緣校正溫差1.3K，繞組油道校正溫差0.2K，計算溫升按照1.05倍額定電壓下進行計算，最終計算結果見表2。

其中計算值爲本文計算結果，試驗值爲出廠試驗時實際測量的結果
，根據相關要求，該高壓並聯電抗器符合相關設計要求，油溫升和繞組溫升均符合相關要求，滿足BOX-IN運行條件。

表2 溫升計(jì)算結(jié)果

3.3 電抗器實際溫升

工程投産後，跟蹤不同氣溫下電抗器各處溫升情況，其中，環境溫度爲20℃時，發現該線路線高抗C相油溫62℃，繞組溫度爲85℃；當環境溫度爲23℃時，同一組高抗C相油溫66℃，繞組溫度88℃。随著夏日臨近，當環境溫度達到30℃時，高壓電抗器各相溫度見表3。

表3 溫升測(cè)量結果（單(dān)位: ℃）

其中BOX-IN内部溫度爲距離地面2m測溫，由於(yú)BOX-IN内部正常設有通風設施，並(bìng)由底部進風，上部排風，内部溫度成梯度分布，上部空間溫度明顯高於(yú)離地2m處，BOX-IN内部頂部溫度達43℃。

根據上述計算可知，當迎峰度夏期間環境達到40℃時，推測BOX-IN内部頂部溫度将達到54℃，電抗器油溫可達86℃左右，距離設備運行油面控制溫度90℃裕度不足。

4 影響(xiǎng)溫(wēn)升因素分析

4.1 油流驅(qū)動(dòng)力

高壓並聯電抗器多採用油浸自冷或油浸風冷冷卻形式，其特點是電抗器油流無潛油泵提供動力，油流運動的主要動力是油在器身内加熱和在散熱片中冷卻構成的油流驅動力，這個驅動力的大小與冷卻中心和發熱中心的位置有關。

具體冷卻循環過程如圖3所示，其中A—B爲油在設備内部升溫過程，C—D爲油在散熱片内降溫過程，兩條曲線之間的高度差是産生油流驅動力的必要因素。隻有冷卻中心點高於發熱中心點時，才能産生壓差，而且冷卻中心點與發熱中心點的高差越大，油循環的驅動力越大。所以在設計自然油循環電抗器時應使冷卻中心與發熱中心的高度差盡可能加大，這樣才能産生足夠的循環油流驅動力，形成穩定的自然油循環
。

圖3 自然油流的冷卻循環(huán)過(guò)程

但是當散熱設計散熱能力不足時，油無法在散熱器中冷卻至較低的溫度，導緻該驅動力循環溫度區間變(biàn)小，從而導緻瞭(le)油流驅動力的減小，此時需要借助散熱器降低散熱器内油的溫度，從而保證該循環可以穩定進行。

4.2 流動(dòng)阻力

公式8

油流通道不同部分由於(yú)截面積的不同其流速也不相同，計算油管路的摩擦油阻力時應分段計算後求和。油管路特殊部位的形狀油阻力是由流體流動過程中流過彎頭及界面等突然發生變(biàn)化的區域時流體産生擾動引起的。

當(dāng)油流驅動(dòng)力與流動(dòng)阻力相等時，可形成穩定的自然油循環。所以不同的結構最終都會形成穩定的自然油循環，但循環的油流速度則與油箱、散熱片、管路等結構息息相關，合理優化相應結構設計，可以有效提高自然油循環冷卻效率。

4.3 繞組結(jié)構(gòu)

由於高壓並聯電抗器均爲餅式繞組結構，繞組由多個線餅組成，具有縱向和橫向油道，相關論文提及，就油浸自冷方式的散熱變壓器而言，其繞組結構對於散熱有顯著的影響。餅式繞組中若不存在縱向油道、導向隔闆将影響繞組内部的油流阻力，由於電抗器繞組不存在内外繞組之分且繞組徑向尺寸會略大於電力變壓器，所以在溫升計算中應充分考慮電抗器與變壓器的不同，對電抗器溫升進行科學合理的評估。

5 結論

1）本文通過軟件計算表明，相較於使用聲屏障的高壓並聯電抗器，採用BOX-IN結構可以将電抗器全範圍噪聲功率級大幅度降低，這對於降低全區域範圍内噪聲具有巨大的優勢和重要的意義。

2）隔聲裝置安裝在高壓並聯電抗器油箱周圍，未将散熱器包括在内，不影響散熱器經熱輻射及空氣對流散熱，也不會對油箱内的油流特性形成影響，隻會限制油箱周圍的空氣流動。

3）本文通過計算得出，盡管在電抗器加裝BOX- IN可以通過增加散熱器組數滿足電抗器溫升要求，但由於並聯電抗器投運即爲滿負荷運行且增加BOX-IN後對油流驅動力
、油流阻力都有不利影響，設計中應考慮充足的溫升裕度，避免造成絕緣熱老化與絕緣劣化。

4）在高壓並聯電抗器BOX-IN結構設計中需與電抗器同步設計，必要時修改電抗器結構參數以滿足BOX-IN運行檢修需求，充分考慮内部散熱、設備安裝、巡視檢修等問題。

5）結合現場運行經驗，可採用增加BOX-IN排風扇、加裝散熱器靜音風扇、增加水噴霧系統等措施控制高壓並聯電抗器實際溫升。

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