1 000 kV避雷器隔震性能的有限元分析

李秋熠，朱瑞元，孫琪，謝強(qiáng)，2

(1.同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海市200092;2.同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海市200092)

0 引言

變電站是電力系統(tǒng)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，它的高壓電氣設(shè)備易損性極高。一方面是由于高壓電氣設(shè)備大多為瓷質(zhì)，強(qiáng)度低、脆性大，設(shè)備的結(jié)構(gòu)形式細(xì)長，質(zhì)量集中在頂部，地震作用下設(shè)備底部所受彎矩較大以及法蘭連接處變形不協(xié)調(diào)所致;另一方面，高壓電氣設(shè)備的自振頻率與地震波的卓越頻率相近，也使得此類設(shè)備在地震作用下極易損壞［1-2］。

目前國內(nèi)外學(xué)者對高壓電氣設(shè)備動力反應(yīng)機(jī)理已有一定的認(rèn)識，并已提出一些通用的電氣設(shè)備抗震設(shè)計(jì)準(zhǔn)則與鑒定標(biāo)準(zhǔn)，用于規(guī)范設(shè)備和母線的設(shè)計(jì)，避免其在地震中損壞失效。對于普通高壓電氣設(shè)備，采用上述標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)能夠在一定程度上提高其可靠性。但對于今后將廣泛應(yīng)用的超高壓及特高壓電氣設(shè)備，由于其結(jié)構(gòu)型式更加高大，結(jié)構(gòu)重要性和抗震要求更高，按照現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)常常不能有效地增加易損部分的強(qiáng)度，特別是在罕遇地震下，即使按照上述標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)和安裝，也會因?yàn)閺?qiáng)烈的振動而損壞。因此，采用目前比較成熟的隔震技術(shù)對超高壓及特高壓電氣設(shè)備進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)，是電氣設(shè)備抗震領(lǐng)域發(fā)展的新方向之一。隔震的本質(zhì)是使結(jié)構(gòu)或部件與可能引起破壞的地震地面運(yùn)動或支座運(yùn)動分離開來，隔斷地震能量的傳播途徑，使輸入上部結(jié)構(gòu)的地震力和能量減少，從而減小上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，達(dá)到預(yù)期的設(shè)防要求。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對高壓電氣設(shè)備的隔震性能進(jìn)行了相應(yīng)的研究，同時(shí)也將隔震技術(shù)應(yīng)用于部分實(shí)例中。1971年San Fernando地震后加州某電容器組采用鉛芯橡膠支承進(jìn)行震后隔震加固［3］。1979年加州水資源部采用橡膠支承和水平鋼框架對一230 kV斷路器進(jìn)行隔震，隔震后斷路器的加速度響應(yīng)降低［4］。1988年新西蘭海沃茲變電站的電容器組采用分段橡膠支承和滯變鋼阻尼器進(jìn)行了基底隔震加固，取得了較好的效果［5］。2002年M.Di Donna等采用彈簧與粘彈性阻尼器隔震體系對一420 kV的Y形瓷柱式斷路器進(jìn)行了隔震前后的動力時(shí)程分析，結(jié)果表明隔震后斷路器的應(yīng)力響應(yīng)減小一半以上，但其位移響應(yīng)大幅增加［6］。2007年劉彥輝采用新型鋼制隔震裝置對某330 kV電壓互感器進(jìn)行了隔震設(shè)計(jì)和試驗(yàn)分析，指出隔震后結(jié)構(gòu)自振周期有所增加，隔震裝置能夠有效地減小上部設(shè)備的動力響應(yīng)［7］。2007年韓軍科等對云南某變電站的高壓隔離開關(guān)進(jìn)行了基底隔震的有限元建模分析，也得到了類似的結(jié)果［8］。2008年文波等對高壓電抗器進(jìn)行成組隔震設(shè)計(jì)和計(jì)算分析，指出高壓電抗器隔震后地震反應(yīng)顯著減小，整體結(jié)構(gòu)可以近似降低一個(gè)設(shè)防烈度進(jìn)行設(shè)計(jì)［9］。2008年F.Paolacci等采用鋼絞線阻尼器的滯回模型對420 kV瓷柱式斷路器進(jìn)行了隔震和非隔震情況下的有限元建模分析，計(jì)算結(jié)果與前述研究類似，驗(yàn)證了隔震系統(tǒng)的有效性［10］。2010年M.Ala Saadeghvaziri等討論了變壓器隔震應(yīng)用中可能出現(xiàn)的支座提離等問題，并對一433.3 MVA變壓器進(jìn)行摩擦搖擺系統(tǒng)隔震的有限元建模分析。結(jié)果表明隔震系統(tǒng)能夠有效地減小變壓器箱體和套管的慣性力，減小程度依賴于箱體和套管的頻率比，二者頻率越接近，減震效果越好［11］。

本文利用ANSYS有限元分析軟件，輸入符合IEEE693需求反應(yīng)譜的人工波和實(shí)際地震波，對實(shí)際應(yīng)用的帶支架1 000 kV避雷器進(jìn)行隔震前后的動力時(shí)程分析，通過比較隔震前后避雷器結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位的地震反應(yīng)，驗(yàn)證隔震系統(tǒng)的有效性。

1 有限元模型的建立

本文用于計(jì)算分析的1 000 kV帶支架避雷器總高為15.703 m，其中下部格構(gòu)式鋼管支架高為5 m。避雷器本體由4節(jié)套管通過法蘭連接組成，利用ANSYS軟件建立的有限元模型如圖1所示。文獻(xiàn)［12］通過研究指出，對于圓筒形結(jié)構(gòu)，當(dāng)長徑比大于10時(shí)，采用梁單元模擬即可;長徑比小于6時(shí)，采用梁單元模擬會造成較大誤差，應(yīng)采用殼單元或與實(shí)際相同的實(shí)體單元模擬。本次建模的1 000 kV避雷器各節(jié)套管的長徑比都小于6，因此采用殼單元shell93模擬，截面大小等參數(shù)與實(shí)際相同?！峨娏υO(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［13］規(guī)定法蘭連接處在計(jì)算時(shí)宜簡化為梁單元，因此，本次建模采用beam189單元模擬。避雷器本體通過基板與下部鋼管支架連接，避雷器基板采用shell93單元，下部支架采用beam189單元模擬，避雷器頂端均壓環(huán)及其他附加質(zhì)量采用mass21單元模擬作用于相應(yīng)節(jié)點(diǎn)處。

圖1 帶支架避雷器隔震前后有限元模型Fig.1 Finite element model of arresters with and without isolation

帶支架避雷器結(jié)構(gòu)采用基礎(chǔ)隔震進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)，隔震層設(shè)于支架底部，通過混凝土板與支架連接。隔震層分為4個(gè)鉛芯橡膠支座，置于混凝土板的4角。每個(gè)支座采用combin40單元模擬水平方向上的剛度和阻尼，采用combin14單元模擬豎向剛度，隔震器滯回模型采用雙線型模型，基本參數(shù)為:屈服前剛度為187.5 kN/m，屈服后剛度為 30 kN/m，屈服力為5.625 kN，阻尼比取0.2。

2 模態(tài)分析及結(jié)構(gòu)自振特性

隔震前后結(jié)構(gòu)的前10階頻率結(jié)果見表1，由表1可知，隔震前上部結(jié)構(gòu)的1階頻率為1.55 Hz;隔震后隔震層的存在降低了整體結(jié)構(gòu)的剛度，因此，隔震后的結(jié)構(gòu)1階頻率為0.842 Hz，較隔震前大幅降低，降幅達(dá)到了45.7%。

表1 帶支架避雷器結(jié)構(gòu)隔震前后頻率比較Tab.1 Comparison of frequency between arresters with and without isolation

隔震前避雷器結(jié)構(gòu)的前2階振型分別為x向、y向的典型彎曲振動，結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移較大，第5階振型為整體扭轉(zhuǎn)振動，總體來說，隔震前避雷器結(jié)構(gòu)以彎曲振型為主。

而隔震后結(jié)構(gòu)由于其變形集中在隔震層，因此，結(jié)構(gòu)的前2階振型分別為隔震層上部結(jié)構(gòu)的x向、y向整體平動，第3階振型和第4階振型分別為x向、y向的整體平動和反向彎曲變形的耦合?？傮w來說，隔震層的引入將避雷器結(jié)構(gòu)的固有模態(tài)由彎曲轉(zhuǎn)為整體平動為主，這也是隔震后位移響應(yīng)較隔震前并未大幅增加的主要原因。

3 動力時(shí)程分析結(jié)果比較

3.1 輸入時(shí)程

本文選用2條天然地震波和1條人工合成波對1 000 kV帶支架避雷器結(jié)構(gòu)進(jìn)行動力時(shí)程分析。鑒于避雷器結(jié)構(gòu)本身較柔、基頻較低，因此，天然地震波選用以長周期為主的Northridge波以及具有普遍代表性的El Centro波南北分量。人工地震波則基于美國IEEE Std 693—2005《變電站抗震設(shè)計(jì)推薦規(guī)程》［14］規(guī)定的高抗震等級需求反應(yīng)譜合成。各條地震波的峰值統(tǒng)一調(diào)整為0.5 g，相應(yīng)的時(shí)程曲線和反應(yīng)譜見圖2。動力時(shí)程分析時(shí)分次進(jìn)行單向(x向)和雙向輸入，分析避雷器結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)特性。

3.2 單向(x向)輸入下結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)結(jié)果分析

在高壓電氣設(shè)備的設(shè)計(jì)和計(jì)算分析中，需要控制設(shè)備結(jié)構(gòu)的頂端位移和瓷瓶根部的彎曲應(yīng)力。單向地震波輸入下與避雷器結(jié)構(gòu)抗震性能有關(guān)的動力響應(yīng)結(jié)果見表2、3。其中減震率定義為隔震前后響應(yīng)結(jié)果的差值與隔震前響應(yīng)結(jié)果之比。

由于電氣上絕緣距離的要求，避雷器在運(yùn)行時(shí)通常置于支架上。由表2可知，未隔震時(shí)，底部支架對地震波輸入具有放大效應(yīng)，放大系數(shù)在1.108～1.694范圍內(nèi)?！峨娏υO(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定地震波輸入下支架的放大系數(shù)應(yīng)小于1.2，對于超特高壓電氣設(shè)備而言，其正常運(yùn)行時(shí)對地絕緣距離要求很高，支架相對很柔，未隔震時(shí)此項(xiàng)要求較難滿足。相反，隔震后由于隔震層的存在減小了輸入上部結(jié)構(gòu)的能量，因此，支架頂端的絕對加速度峰值小于輸入地震波峰值(0.5 g)，僅為地震波峰值的0.63～0.71倍。對比隔震前后避雷器結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，可以看出隔震后避雷器結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)大幅降低，減震率的范圍為41.5% ～76.4%，且隨著取點(diǎn)在結(jié)構(gòu)高度上的增加，其加速度響應(yīng)降低程度越大。

圖2 輸入地震波時(shí)程曲線及加速度反應(yīng)譜Fig.2 Time-history curves and acceleration response spectrums with earthquake wave input

?

?

與加速度響應(yīng)的趨勢相同，隔震后避雷器結(jié)構(gòu)的頂端位移響應(yīng)較未隔震時(shí)的響應(yīng)結(jié)果而言也出現(xiàn)了一定程度的降低，頂端位移響應(yīng)減震率的范圍為10%～42.3%。由前述避雷器結(jié)構(gòu)的振型分析可知，未隔震時(shí)結(jié)構(gòu)的變形以彎曲變形為主，同時(shí)結(jié)構(gòu)本身較高，這意味著當(dāng)套管間的法蘭處或底部支架頂端出現(xiàn)一定的微小轉(zhuǎn)角時(shí)，結(jié)構(gòu)會產(chǎn)生擺動效應(yīng)，形成很大的頂端位移。而隔震后避雷器結(jié)構(gòu)的變形以隔震層的剪切變形為主，地震作用下的位移響應(yīng)比以彎曲變形為主時(shí)的響應(yīng)小，同時(shí)隔震后高階振型的影響使得結(jié)構(gòu)在平動的基礎(chǔ)上會出現(xiàn)一定的反向彎曲，故避雷器頂端的位移響應(yīng)較隔震前減小較多。此外，頂端位移響應(yīng)的減小程度也與輸入地震波的特性有關(guān)。當(dāng)輸入地震波以高頻分量為主時(shí)，由于隔震后避雷器體系基本周期避開了地震波的卓越周期，因此輸入隔震層的能量較小，上部結(jié)構(gòu)的響應(yīng)降低。

地震作用下高壓電氣設(shè)備的破壞主要是由于瓷瓶根部應(yīng)力過大導(dǎo)致瓷瓶斷裂或掉落引起的。表3中各節(jié)瓷瓶為自上而下編號，可看出不論是隔震前還是隔震后，都是第4節(jié)瓷瓶根部所受彎曲應(yīng)力最大。1 000 kV避雷器的瓷瓶一般采用高強(qiáng)瓷制造，極限破壞應(yīng)力為60 MPa，《電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定安全系數(shù)為1.67，因此，在設(shè)計(jì)中瓷瓶根部的容許應(yīng)力值為36 MPa。由表3可知，未隔震時(shí)避雷器的2、3、4節(jié)瓷瓶根部應(yīng)力都超過了容許應(yīng)力值，在地震中極易發(fā)生破壞，而隔震后避雷器的各節(jié)瓷瓶根部應(yīng)力較未隔震時(shí)大大降低，減震率高于 70%，最大值為79.4%，第4節(jié)瓷瓶根部彎曲應(yīng)力僅為10 MPa左右，滿足容許應(yīng)力的要求。

此外，由于未隔震時(shí)避雷器結(jié)構(gòu)以彎曲振型為主，因此，支架底部傾覆力矩極大，對基礎(chǔ)的抗拔力要求很高;隔震后雖然降低了支架底部的傾覆力矩，但在隔震層設(shè)計(jì)中仍不能忽視其影響，需采用較大的頂板或限位裝置防止隔震層搖擺。

以上計(jì)算結(jié)果和分析都說明了隔震系統(tǒng)置于帶支架避雷器結(jié)構(gòu)的有效性，采用基底隔震后，結(jié)構(gòu)的減震效果明顯，地震響應(yīng)大幅降低。

3.3 雙向輸入下結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)結(jié)果分析

雙向地震波輸入下與避雷器結(jié)構(gòu)抗震性能有關(guān)的動力響應(yīng)結(jié)果見表4、5。其中減震率定義為隔震前后響應(yīng)結(jié)果的差值與隔震前響應(yīng)結(jié)果之比。

由表4、5可知，由于此避雷器結(jié)構(gòu)本身是一個(gè)對稱結(jié)構(gòu)，2個(gè)方向上的響應(yīng)不耦合，因此，雙向地震波輸入下避雷器結(jié)構(gòu)2個(gè)方向(x向、y向)上的地震響應(yīng)幾乎相同，并且與單向輸入下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)沒有差別，但合成后的位移響應(yīng)和應(yīng)力響應(yīng)都較單向輸入時(shí)增大了約1.4倍。雙向地震波輸入下隔震前后的響應(yīng)結(jié)果比較也驗(yàn)證了隔震系統(tǒng)的有效性。

雙向地震波輸入情況下，隔震后的避雷器結(jié)構(gòu)較未隔震的避雷器結(jié)構(gòu)而言，地震作用下的頂端位移響應(yīng)、各點(diǎn)加速度響應(yīng)、每段瓷瓶根部彎曲應(yīng)力都有不同程度的降低。頂端位移響應(yīng)減震率的范圍為9.5%～42.1%，結(jié)構(gòu)的總位移響應(yīng)大致為單向輸入下位移響應(yīng)的1.4倍。加速度響應(yīng)減震率的范圍為42.5%～76.5%，較未隔震時(shí)的加速度響應(yīng)大幅降低，且隨著取點(diǎn)在結(jié)構(gòu)高度上的增加，其加速度響應(yīng)降低程度越大。此外，雙向輸入下隔震前和隔震后的避雷器瓷瓶根部應(yīng)力最大值為單向輸入情況下的1.4倍，且未隔震時(shí)的應(yīng)力響應(yīng)最大值遠(yuǎn)大于容許應(yīng)力值，Northridge波輸入下甚至超過其極限應(yīng)力，極不安全。與單向輸入時(shí)類似，隔震后避雷器的各節(jié)瓷瓶根部應(yīng)力都較未隔震時(shí)大大降低，減震率的范圍為73.9%～79.2%，隔震后避雷器瓷瓶根部最大應(yīng)力僅為15.4 MPa，滿足容許應(yīng)力的要求。隔震前后結(jié)構(gòu)支架底部傾覆力矩的計(jì)算結(jié)果也與單向輸入情況下相同，隔震后傾覆力矩降低到199～250 kN·m。

?

?

4 結(jié)論

本文利用ANSYS有限元分析軟件，建立了實(shí)際中使用的1 000 kV帶支架避雷器的有限元模型，采用combin14及combin40單元模擬避雷器結(jié)構(gòu)的隔震層，輸入天然地震波時(shí)程和基于IEEE 693高等需求反應(yīng)譜的人工地震波時(shí)程對其進(jìn)行隔震前和隔震后的動力時(shí)程響應(yīng)分析，得到了以下結(jié)論。

(1)未隔震時(shí)，避雷器結(jié)構(gòu)的底部支架對輸入地震波有放大效應(yīng)，放大系數(shù)隨輸入地震波的不同在1.1～1.6內(nèi)變化。隔震后由于輸入上部結(jié)構(gòu)的能量減少，支架頂端的加速度峰值小于輸入地震波峰值。

(2)比較隔震前后避雷器結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，其頂端位移響應(yīng)及關(guān)鍵點(diǎn)處加速度響應(yīng)都有不同程度的降低，取得了較好的減震效果。其中頂端位移響應(yīng)降低幅度較小，各點(diǎn)加速度響應(yīng)降幅較大，且隨著取點(diǎn)位置的升高，加速度響應(yīng)的降幅越來越大。

(3)地震波作用下的未隔震避雷器的各段瓷瓶根部應(yīng)力較大，甚至超過了規(guī)范規(guī)定的容許應(yīng)力值，在地震中極易損壞，并會造成嚴(yán)重的影響。采用隔震后，對應(yīng)位置上的應(yīng)力大幅降低，降幅在70%以上，遠(yuǎn)小于容許應(yīng)力值，驗(yàn)證了隔震系統(tǒng)的有效性。

(4)無論是隔震前還是隔震后，底部支架的傾覆力矩在設(shè)計(jì)中都不容忽視，要特別做好基礎(chǔ)和隔震層頂板的設(shè)計(jì)工作，必要時(shí)需要裝設(shè)限位裝置，防止隔震層在地震作用下受拉或結(jié)構(gòu)整體傾覆。

［1］謝強(qiáng).電力系統(tǒng)的地震災(zāi)害研究現(xiàn)狀和應(yīng)急響應(yīng)［J］.電力建設(shè)，2008，29(8):1-6.

［2］羅治強(qiáng)，董昱，胡超凡.2008年國家電網(wǎng)安全運(yùn)行情況分析［J］.中國電力，2009，42(5):8-12.

［3］Erdik M，Yilmaz C，Akkas N.Seismic rehabilitation of a capacitor bank structure through base isolation［C］//Proceedings of the 9th European Conference on Earthquake Engineering，Moscow，Russia，1995(9):365-74.

［4］DelfosseG C.Use of base isolation for seismic rehabilitation of a power circuit breaker［C］//Proceedings of the 11th European Conference on Earthquake Engineering，Paris，F(xiàn)rance，1998，1-9.

［5］Skinner R I，Robinson W H，McVerry G H.工程隔震概論［M］.謝禮立，譯.北京:地震出版社.1999.

［6］Donna M D， Serino G， GianniniR.Advanced Earthquake Protection Systems For High Voltage Electric Equipment［C］.12th European Conference on Earthquake Engineering，London，2002(9):9-13.

［7］劉彥輝.電力建筑及高壓電氣設(shè)備的減震控制研究［D］.蘭州:蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，2007.

［8］韓軍科，朱全軍，楊風(fēng)利，等.基底隔震技術(shù)在高壓電氣設(shè)備中的應(yīng)用［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2007，31(S2):69-71.

［9］文波，牛荻濤，張俊發(fā)，等.隔震技術(shù)在高壓電力設(shè)施中的應(yīng)用［J］.工業(yè)建筑，2009，39(1):36-41.

［10］PaolacciF，Giannini R.Study of the effectiveness of steel cable dampers for the seismic protection of electrical equipment［C］.The 14th World Conference on Earthquake Engineering，Beijing，2008:12-17.

［11］Saadeghvaziri M A，F(xiàn)eizi B，Kempner L J.On seismic response of substation equipment and application of base isolation to transformers［J］.IEEE Transactions on power delivery，2010，25(1):77-186.

［12］田金梅.梁單元與殼單元在固有振動計(jì)算中的比較［J］.核動力工程，2008，29(1):50-52，80.

［13］GB 50260—96電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

［14］IEEE Std 693TM—2005 IEEE recommended practice for seismic design of substations［S］.