Page 172 - 《应用声学》2020年第6期

966 2020 年 11 月

关系如图 4 所示。可以看出，当激励电压低于 90%
3 变压器噪声与振动测试结果分析
2
额定电压时，振动加速度基本与 (U/U N ) 呈线性关
3.1 变压器器身振动特性分析 系，这与理论一致，当激励电压接近额定电压时，由
于磁通密度趋于饱和，振动信号中存在大量高次谐
配电变压器在空载条件下，绕组电流较小，配电
波成分，振动情况变得复杂。
变压器振动主要由铁心振动引起。采用振动传感器
在配变铁心 3 个方向布置振动传感器，空载额定工 0.016
100 Hz
况下铁心振动频谱如图 2 所示，各方向铁心振动显 0.014 200 Hz
示出相似特征，铁心振动以100 Hz、200 Hz、300 Hz 0.012 300 Hz
为主频，同时伴随有一定 50 Hz 偶数倍频率的高次 ૝үҫᤴए/(mSs -2 ) 0.010
谐波成分。从数值上可以看到，铁心侧面振动水平 0.008
相对较高，即测点 3 振动峰值为 0.014 m/s ，这种特 0.006
2
征与铁心侧面受到铁心叠片接缝位置漏磁的影响 0.004
有关，从而导致振动幅值增大的情况。通过调整实 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
验变压器电压，分别测试了 50%、60%、70%、80%、 (U/U N) 2
90%、100% 额定工况下配电变压器铁心振动情况， 图 4 空载变压器铁心各频率振动幅值与电压平方

以测点3为例，如图3所示，随着激励电压增大，铁心 关系曲线
2
Fig. 4 Vibration amplitude versus (U/U N ) of
振动加速度逐渐增加，高频谐波分量增加更加明显。
no-load transformer
铁心振动测点 3 在 100 Hz、200 Hz、300 Hz
频率振动加速度随电压比值平方 (U/U N ) 的变化 3.2 变压器油箱振动与噪声特性分析
2
在空载额定工况下，油箱外壁的各测点振动状
况如表 1 所示，其中，油箱侧面振动水平较高，油箱
正面和顶面振动水平略低。
૝үҫᤴए/(mSs -2 ) 0.015      ฾གͯᎶ Table 1 Tank vibration under no-load
表 1 空载额定工况下油箱外壁的振动状况
0.020
0.010
rated condition
0.005
0
       测点号 测点 1 测点 2 测点 3 测点 4 测点 5
ᮠဋ/Hz
振动总有效值/
0.0360 0.0171 0.0266 0.0522 0.0317
(m·s −2 )
图 2 额定电压下铁心各测点振动频谱
测点号 测点 6 测点 7 测点 8 测点 9 测点 10
Fig. 2 Frequency spectrum of core vibration at
rated voltage 振动总有效值/ 0.0384 0.0360 0.0147 0.0601 0.0514
(m·s −2 )
测点号 测点 11 测点 12 测点 13 测点 14 测点 15
振动总有效值/
0.0624 0.0531 0.0183 0.0102 0.0104
(m·s −2 )
૝үҫᤴए/(mSs -2 ) 0.010 0.6 0.8 ᮩࠀႃԍφ஝ 如图 5所示，从图中可见，油箱外壁各测点显示出以
0.015
变压器油箱壁空载额定工况下振动频谱特征
1.0
0.9
0.7
0.005
100 Hz、200 Hz、300 Hz为主要峰值的频谱特征。如
0.5
0
      前所述，变压器振动主要源于铁心以及绕组振动，经
ᮠဋ/Hz 过紧固件、垫脚等固体及液体绝缘油两种方式传播
图 3 不同激励电压下铁心振动频谱 至油箱表面，传播过程十分复杂，且变压器油箱为薄
Fig. 3 Frequency spectrum of core vibration un- 壁类结构，刚度较低，从而导致油箱振动值大于铁心
der different excitation voltages 振动。