高地震烈度地區(qū)懸吊式換流閥抗震性能及限位措施研究

張立紅，胡 曉，曾 迪，邸慶霜，呂 瑋

（中國水利水電科學(xué)研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點實驗室，北京 100048）

1 研究背景

我國地域遼闊，各地區(qū)能源供求分布不均，西南地區(qū)水電能源豐富，用電負(fù)荷中心則主要為東部沿海和南部地區(qū)。隨著國家經(jīng)濟(jì)的發(fā)展和城市化水平的不斷提高，為解決資源和需求不匹配的矛盾，涌現(xiàn)出一大批特高壓直流輸電工程［1］。

近幾年全球正處于地震活躍時期，受太平洋板塊、印度板塊和菲律賓海板塊的擠壓，西南地區(qū)是我國最大的一個地震區(qū)，也是地震活動最強烈、海拔最高的地區(qū)。國內(nèi)外大量的實際案例表明，地震是最有可能造成電力系統(tǒng)嚴(yán)重破壞的原因之一，因為地震不僅會直接造成電氣設(shè)備的故障和破壞，甚至?xí)鹫麄€電力系統(tǒng)的癱瘓，從而導(dǎo)致數(shù)百萬千瓦的電力缺口，影響范圍大［2-4］。因此，電力系統(tǒng)的抗震研究已經(jīng)成為國內(nèi)外地震工程研究的重要課題之一［5-10］。作為電力系統(tǒng)中的重要組成部分——換流閥的抗震性能研究，尤其是其在強震作用下的抗震安全性研究已成為研究熱點［11-14］。

國外學(xué)者對于換流閥的抗震安全研究起步較早［15-16］。Larder等［16］人對支撐式換流閥和懸吊式換流閥的對比研究結(jié)果表明：懸吊式換流閥具有更好的抗震特性，其基頻約為0.15Hz，避開了地震主頻，小于支撐式換流閥的基頻；在相同地震波的激勵下，懸吊式換流閥的應(yīng)力響應(yīng)遠(yuǎn)小于支撐式，但是其位移響應(yīng)更大。為應(yīng)對高烈度地區(qū)懸吊換流閥可能產(chǎn)生的大位移，Enblom等［17］人在新西蘭的北島換流站工程中對懸吊換流閥的底部和頂部均施加了彈簧阻尼裝置作為限位措施。但是出于技術(shù)保護(hù)的考慮，對于限位措施的效果及具體技術(shù)細(xì)節(jié)并未公開。

隨著國內(nèi)特高壓輸電工程的飛速發(fā)展，懸吊換流閥的抗震特性研究也引起了國內(nèi)學(xué)者的關(guān)注和研究［13，18］。文獻(xiàn)［19-20］主要利用反應(yīng)譜法對懸吊換流閥開展了抗震分析。因懸吊式換流閥設(shè)備具有“高、大、柔、重”等特點，其整體結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)明顯的幾何非線性；因此基于線性疊加原理的反應(yīng)譜法不適用，需要采用時程分析方法進(jìn)行抗震分析。文獻(xiàn)［21-22］采用有限元數(shù)值計算和振動臺試驗等方法開展了換流閥廳的動力特性研究；焦勇等［23］以包括換流閥與閥廳的二維有限元平面模型為研究對象，開展了閥廳的模態(tài)分析和動力時程分析。但他們的研究重點關(guān)注懸吊換流閥對閥廳主體結(jié)構(gòu)動力特性的影響，而對懸吊換流閥本身的動力特性研究較少。劉愛國等［13］以換流閥三維有限元模型為研究對象，利用放大系數(shù)的方法考慮了閥廳對地震動的放大效應(yīng)，進(jìn)行了動力時程分析，其結(jié)果顯示：采用提高鉸接處旋轉(zhuǎn)剛度的限位措施，換流閥水平位移響應(yīng)峰值有所改善，限位效果仍有待進(jìn)一步提高。

因此，對于高烈度地區(qū)換流站而言，抗震性能更優(yōu)的懸吊式換流閥顯然是更好的選擇。但是，目前國內(nèi)對其抗震性能的研究以及工程經(jīng)驗尚顯不足，若限位措施不當(dāng)，較大的水平位移可能會帶來閥廳內(nèi)設(shè)備布置上的困難，甚至可能引起與換流閥相連的其他設(shè)備以及連接金具的破壞。因此建立換流閥-閥廳整體結(jié)構(gòu)三維模型，研究懸吊式換流閥的抗震性能以及有效的限制位移措施，對于相關(guān)學(xué)科和實際工程具有重要的參考價值和指導(dǎo)意義。

2 懸吊式換流閥的抗震性能

2.1計算模型本文研究依托滇西北至廣東特高壓直流輸變電工程項目，送端新松±800kV換流站位于云南省劍川縣，海拔高度2 400 m。根據(jù)《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》（GB 18306－2016）［24］，站址地震基本烈度為8度，按GB 500260－2013《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》的規(guī)定［25］，工程中電氣設(shè)備抗震設(shè)計提高一度，按照9度進(jìn)行設(shè)防，水平地震加速度峰值取為0.4 g。

直流換流閥塔主要由閥模塊、頂屏蔽罩、底屏蔽罩、閥避雷器、母排等部件構(gòu)成，不同層的閥模塊之間由層間絕緣子連接，頂部由懸吊絕緣子串連接到閥廳橫梁上。需要說明的是，懸吊絕緣子兩端與模塊等的連接均為銷釘連接，即連接處可沿一個方向轉(zhuǎn)動。由此可見，懸吊絕緣子的連接特性，將使得整個換流閥裝置系統(tǒng)在地震作用下呈現(xiàn)大位移、大轉(zhuǎn)動的幾何非線性。

本文所研究的換流閥塔有限元模型如圖1所示，閥塔總重約14.5 t，閥塔設(shè)計總高13.5 m，其中頂部懸吊絕緣子長度為6.5 m。換流閥及閥廳結(jié)構(gòu)主要材料屬性如表1所示。

在實際工程中，閥塔是通過掛閥梁懸掛在閥廳中，閥廳結(jié)構(gòu)對閥塔的地震響應(yīng)具有一定的放大效應(yīng)，為了更準(zhǔn)確地研究閥塔的動力特性，閥廳的影響不可忽略。本文將建立包括閥塔和閥廳的三維整體模型進(jìn)行動力分析以獲取其真實地震響應(yīng)。整體結(jié)構(gòu)有限元模型及坐標(biāo)系的設(shè)置如圖2所示，沿閥廳短軸方向為x向，長軸方向為y向，豎直方向為z向。懸吊處銷釘?shù)奶厥膺B接方式，模型中采用ANSYS軟件中耦合自由度（CP）的方法放松其相應(yīng)轉(zhuǎn)動自由度來模擬。

表1 主要材料參數(shù)表

圖1 換流閥有限元模型及位移考查點位置

2.2模態(tài)分析求解結(jié)構(gòu)體系的自振頻率和振型模態(tài)稱為結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析，通過模態(tài)分析可以快速反映結(jié)構(gòu)體系的主要振動特性，從而為后續(xù)結(jié)構(gòu)動力分析提供參考。與一般支撐類設(shè)備的模態(tài)求解思路不同，懸吊式換流閥的模態(tài)求解，還應(yīng)當(dāng)考慮由其自重所引起的懸吊絕緣子內(nèi)拉應(yīng)力的影響。因此在進(jìn)行模態(tài)分析之前，首先需要完成重力荷載作用下的靜力分析，隨后利用ANSYS軟件的“PSTRES，ON”命令考慮預(yù)應(yīng)力的效應(yīng)進(jìn)行模態(tài)求解［20］。

圖2 懸吊式換流閥塔及閥廳整體模型

由圖3所示的模態(tài)分析結(jié)果表明：換流閥塔一階頻率為0.17 Hz，振型主要為沿水平y(tǒng)向的平動，二階頻率0.20 Hz，振型主要為沿水平x向的平動，三階頻率為0.23 Hz，振型為換流閥繞豎直z向的轉(zhuǎn)動；而閥廳廠房結(jié)構(gòu)的基頻為1.58 Hz，振型為沿閥廳長軸方向即y向的平動?？纱丝梢姡合到y(tǒng)的低階振型較好地避開了地震和廠房的峰值頻率（1.1～8.0 Hz）［13］，因此在地震中換流閥的晃動幅度將會得到控制，從而可以保障整體結(jié)構(gòu)的抗震安全。

圖3 閥塔閥廳結(jié)構(gòu)的主要振型圖

2.3時程分析如前所述，由于懸吊式換流閥塔結(jié)構(gòu)體系存在幾何非線性，為獲得其真實地震響應(yīng)，本文選用逐步積分法對整體結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行時程分析。

圖4 人工合成地震波時程圖

2.3.1 地震波荷載 本項目所在工程場地的類別為II類，特征周期0.55 s。根據(jù)《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范GB502620-2013》的相關(guān)規(guī)定［25］：當(dāng)采用動力時程分析法進(jìn)行抗震設(shè)計時，輸入地震動時程不應(yīng)少于3條，其中至少應(yīng)有1條人工合成地震動時程。因此本文選取EL-Centro波、Taft波和1條人工合成地震波分別進(jìn)行時程分析。每條地震波在x、y、z三個方向的加速度峰值分別為0.34 g、0.4 g和0.26 g，其中人工合成地震波的加速度時程如圖4所示。數(shù)值計算中采用瑞利阻尼，結(jié)構(gòu)阻尼比取0.02，質(zhì)量陣系數(shù)和剛度陣系數(shù)分別取值0.04和0.007。

圖5 考查點位移響應(yīng)曲線

表2 考查點位移峰值（單位：m）

表3 關(guān)鍵部位最大應(yīng)力 （單位：MPa）

2.3.2 時程分析結(jié)果 在人工合成地震波作用下，閥塔上4個考查點（如圖1中所示）的位移響應(yīng)如圖5所示?？梢姃扉y點的位移明顯小于懸吊閥塔的位移響應(yīng)，對于閥塔而言，距離掛閥梁越遠(yuǎn)的考查點，其位移響應(yīng)越大，且水平位移大于豎向位移。在3條地震波的作用下，閥塔的位移響應(yīng)峰值見表2所示?？芍谌斯ず铣刹ㄗ饔孟?，閥塔位移響應(yīng)峰值為1.45 m。閥塔關(guān)鍵部位的應(yīng)力峰值具體結(jié)果見表3?？梢钥闯?，關(guān)鍵部位的應(yīng)力峰值均遠(yuǎn)小于材料允許應(yīng)力值，因此懸吊式閥塔確實具有優(yōu)越的抗震性能，但是其水平位移響應(yīng)峰值確實較大，這也與相關(guān)文獻(xiàn)研究結(jié)論一致［13，16］。

3 限位措施

圖6 限位措施示意圖

圖7 限位措施下閥塔上3個考查點的y向位移時程

3.1限位措施概述由前述時程分析結(jié)果可知，懸吊式換流閥在地震作用下產(chǎn)生的水平位移較大；雖然能夠保證其自身結(jié)構(gòu)的安全，但過大的位移可能會引起與之相連設(shè)備的破壞，因此需要采取一定的限制位移措施。國外實際工程中也有限位措施的應(yīng)用先例［17］，但是出于技術(shù)保護(hù)的考慮，并未公開具體措施的細(xì)節(jié)及限位效果。根據(jù)美國IEEE Std 693-2005規(guī)范［26］中對懸吊設(shè)備安裝方法的指導(dǎo)意見，本文所采用的限位措施如圖6所示，即在設(shè)備底部設(shè)置剛度為1000 kN/m的彈簧拉索裝置以限制閥塔的水平位移。3.2限位措施對比分析結(jié)果對施加限位措施后的閥塔閥廳整體模型，在人工合成地震波作用下的動力響應(yīng)進(jìn)行時程分析。圖7為采取限位措施后閥塔上同樣的3個考查點沿y向的位移時程響應(yīng)結(jié)果，最大y向位移僅為0.53 m，比無限位措施的位移響應(yīng)削減60%；由圖7中各個考查點位移時程曲線同時可以看出施加限位措施后閥塔的最大位移發(fā)生在閥塔的中部位置（塔2），而不是閥塔底部（塔1）。表4和表5展示了施加限位措施前后閥塔位移和應(yīng)力的對比情況，可以看出：采取限位措施后，閥塔頂部和層間絕緣子的應(yīng)力有所增大，但是仍遠(yuǎn)小于其允許破壞應(yīng)力，不影響其自身結(jié)構(gòu)安全；但施加限位措施后，換流閥塔的位移響應(yīng)明顯減小，可極大地改善相連其他設(shè)備的安全性。圖8為限位措施方案中，底部彈簧拉索裝置的拉力時程圖，最大拉力約20.6 kN，遠(yuǎn)小于拉索的額定拉力500 kN。

表4 限位措施對閥塔最大位移值的影響

表5 限位措施對閥塔關(guān)鍵部位應(yīng)力峰值的影響

圖8 底部拉索拉力時程圖

4 結(jié)論

本文以滇西北至廣東特高壓直流輸變電工程中送端新松換流站為背景，采用數(shù)值模擬的研究方法對高地震烈度地區(qū)懸吊式換流閥抗震性能及限位措施開展了研究工作，主要結(jié)論如下：（1）建立了考慮閥廳結(jié)構(gòu)在內(nèi)的換流閥—閥廳三維整體有限元模型，并利用耦合自由度（CP）的方法準(zhǔn)確模擬了換流閥與閥塔之間的連接方式。（2）模態(tài)分析的結(jié)果顯示懸吊閥塔的基頻為0.17 Hz，明顯低于閥廳結(jié)構(gòu)的基頻1.58 Hz，這說明懸吊式閥塔的低階頻率很好地避開了地震波和閥廳的峰值頻率。（3）因懸吊換流閥具有大轉(zhuǎn)動的幾何非線性，因此采用逐步積分法進(jìn)行動力時程求解，時程分析結(jié)果表明懸吊閥塔的水平位移大于豎向位移，且閥塔上距離掛閥梁越遠(yuǎn)的部位，其位移響應(yīng)值越大。（4）為了減小懸吊換流閥在地震作用下發(fā)生的水平位移，在換流閥底部施加彈簧約束裝置，分析結(jié)果表明這一限位措施具有明顯的限制位移的效果，但是在工程中具體實施時需要注意解決好雜散電容的影響。

［1］ 袁清云.特高壓直流輸電技術(shù)現(xiàn)狀及在我國的應(yīng)用前景［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2005，29（14）：1-3.

［2］ 尤紅兵，趙鳳新.蘆山7.0級地震及電力設(shè)施破壞原因分析［J］.電力建設(shè)，2013，34（8）：100-104.

［3］ 劉如山，劉金龍，顏冬啟，等.蘆山7.0級地震電力設(shè)施震害調(diào)查分析［J］.自然災(zāi)害學(xué)報，2013（5）：83-90.

［4］ 吳培紅，陳凱，郭慶宇.地震災(zāi)害對變電站的影響調(diào)查及分析［J］.電氣應(yīng)用，2011（7）：38-41.

［5］ 金松安，李龍，魏勁容，等.1100kV變壓器套管抗震性能研究［J］.高壓電器，2016（3）：100-104.

［6］ 鐘珉，程永鋒，代澤兵，等.變電站電氣設(shè)備分級抗震設(shè)防原則研究［J］.地震工程學(xué)報，2015，37（2）：571-576.

［7］ 程永鋒，朱祝兵，邱寧，等.特高壓電氣設(shè)備抗震試驗共振拍波適用性及合理地震動輸入研究［J］.高電壓技術(shù)，2015，41（5）：1753-1759.

［8］ 張軍，齊立忠，李科文，等.電瓷型高壓電氣設(shè)備的抗震試驗及有限元分析［J］.電力建設(shè)，2011，37（7）：6-10.

［9］ 謝強，朱瑞元，屈文俊.汶川地震中500kV大型變壓器震害機制分析［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2011，35（3）：221-226.

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

［11］ 王艷，肖晉，姚志國，等.一種新型換流閥閥塔現(xiàn)場安裝技術(shù)［J］.新技術(shù)新工藝，2015（11）：20-23.

［12］ 胡孝平，袁健.換流站閥廳結(jié)構(gòu)的非線性動力分析［J］.水利與建筑工程學(xué)報，2014（4）：120-123.

［13］ 劉愛國，陸道綱，溫家良，等.直流換流閥抗震分析技術(shù)的研究［J］.振動與沖擊，2011，30（2）：226-232.

［14］ 朱新華，黎小林，肖晉，等.有限元分析在特高壓換流閥抗震設(shè)計中的應(yīng)用［J］.南方電網(wǎng)技術(shù)，2009，3（6）：91-94.

［15］ NAKAGAKI S，UCHIDA T，KOYAMA M，et al.Studies on aseismic measure for multistage thyristor valves［J］.Power Delivery IEEE Transactions on，1991，6：1819-1824.

［16］ LARDER R A，GALLAGHER R P，NILSSON B.Innovative seismic design aspects of the Intermountain Power Project Converter Stations［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1989，4（3）：1708-1714.

［17］ ENBLOM R，COAD J N O，BERGGREN S.Design of hvdc converter station equipment subject to severe seismic performance requirements［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1993，8（4）：1766-1772.

［18］ 于海波，劉彬.有限元分析在特高壓換流閥塔結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中的應(yīng)用［J］.高壓電器，2016，52（8）：184-188.

［19］ 劉宗輝，朱海華，葉盛.換流站閥廳懸吊閥地震作用研究［J］.電力建設(shè)，2009，30（4）：19-21.

［20］ 吳小峰，孫啟國.特高壓懸吊換流閥塔抗震分析［J］.世界地震工程，2011，27（2）：207-210.

［21］ 魏文暉，周興樂，胡孝平.換流站閥廳結(jié)構(gòu)地震效應(yīng)動力分析［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2010（3）：75-77.

［22］ 吳軼，楊春，蔡健，等.閥廳結(jié)構(gòu)懸吊設(shè)備地震作用的簡化計算方法［J］.廣西大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2012，37（1）：41-48.

［23］ 焦勇，黃紅，沈林.閥廳主體結(jié)構(gòu)和懸吊閥的地震反應(yīng)分析［J］.武漢大學(xué)學(xué)報：工學(xué)版，2010，43（S1）：70-72.

［24］ GB18306-2015中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖［S］.北京：中國質(zhì)檢出版社，2016.

［25］ GB50260-2013電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范［S］.北京：中國計劃出版社，2013.

［26］ IEEE Std 693-2005.IEEE Recommended Practice for Seismic Design of Substations［S］.IEEE Power En?gineering Society，2005.