變壓器定位結構的破壞形式試驗與分析

李 靜， 陳健云， 徐 強， 苑晨陽

(1.大連理工大學 建設工程學部，遼寧 大連 116023； 2.華北水利水電大學 水利學院，鄭州 450046)

大型變壓器運輸在《電力建設安全施工管理規(guī)定》[1]中被列為重要施工工序和特殊作業(yè)，屬必須審批的安全施工項目。大型變壓器運輸分航運、鐵路及公路等多種方式，一臺大型變壓器從生產(chǎn)公司運送到安裝地點，往往通過幾種運輸方式相結合來實現(xiàn)。在海上運輸過程中，變壓器除了受到重力、摩擦力、風力及波浪力帶來的波濺力，還會受到海面大風和波浪造成船舶自身運動而產(chǎn)生的波濺力；在陸上運輸過程中，由于緊急制動等對變壓器產(chǎn)生沖擊力。這些在運輸過程中所產(chǎn)生的荷載都會影響變壓器的安全性，使安全運輸變得更加困難。保障運輸過程中在任何意外作用下的結構安全是大型變壓器質量保證的關鍵環(huán)節(jié)。定位結構作為大型變壓器運輸過程中安全關鍵的安全構件，在外部作用下的抗沖擊性能的好壞將直接影響變壓器在運輸過程中的安全性。

針對以上問題，袁鳳艷等[2]研制出一種新型變壓器以滿足鐵路運輸條件，何能文[3]、張蕓[4]、李立武[5]等列舉大型變壓器的運輸方案與工藝并加以討論。郭小龍等[6]分析目前大型變壓器的運輸監(jiān)測現(xiàn)狀，提出一種大型變壓器運輸振動模型并設計一種運輸監(jiān)測系統(tǒng)。關于變壓器的定位結構，姜海元[7]探討變壓器器身定位結構的合理性并改善變壓器器身的組裝工藝與定位結構的安全性。陳世省等[8]介紹大型變壓器器身上、下部定位裝置的幾種結構形式，并對實際工程中定位結構的選用提出建議。但目前的主要研究集中在保證大型變壓器的安全運輸方面，定位裝置自身的力學特性和抗沖擊能力還缺乏深入研究。定位結構能夠確保大型變壓器在運輸過程中內部器身不移位，定位結構的承載力對變壓器的安全和穩(wěn)定起到至關重要的作用。因此，對定位結構的研究是非常必要的。

本文以某定位結構為研究對象，通過原型試驗研究多種型號大型變壓器的定位結構的極限承載力及其破壞形式，著重分析影響定位結構極限承載力的薄弱環(huán)節(jié)。將試驗結果與某大型變壓器在海上運輸過程中的實際事故結果相對比，以驗證試驗的可靠性。通過有限元模擬本次試驗，得到結構在加載力作用下的破壞過程，分析結構破壞的原因。

1 原型試驗

1.1 試驗模型

試驗模型為某大型變壓器的定位結構，主要由夾件支板、定位釘、樹脂、定位木碗、紙板和定位鋼碗等部分組成。定位結構采用樹脂定位在底板上，模型簡圖見圖1，根據(jù)定位釘尺寸的不同，分為模型A(D1=100 mm)、模型B(D1=130 mm)和模型C(D1=180 mm)等3種。本次試驗采取模型A和模型B兩種型號進行試驗。

1.2 試驗概況

本次試驗的目的是模擬定位結構的實際破壞來確定2個型號定位結構的極限承載力，并得到其破壞形式和結果。根據(jù)試驗目的，本次試驗采用強度試驗的方法，將模型放在試驗臺上，通過500 t液壓千斤頂從上往下對夾支板進行持續(xù)加壓(加載速率為2 kN/s)，至結構破壞為止。在采集設備中記錄加載力以確定結構極限承載力。試驗裝置見圖2。

圖1 模型簡圖圖2 試驗裝置

1.3 試驗現(xiàn)象

模型A的試驗結果見圖3。定位釘不完全嵌入鋼碗25 mm。在壓力持續(xù)加載過程中，木碗與鋼碗相互擠壓。當壓力加載到1 100 kN時，木碗開始破壞，鋼碗開始產(chǎn)生變形；當壓力加載到1 550 kN時，結構完全被破壞。此時，樹脂已破碎，而木碗被剪斷，其對應的鋼碗部分也有較大的變形。

模型B的試驗結果見圖4。為較全面地模擬定位裝置全部的破壞形式，改變此次加載點的位置。

圖3 模型A的試驗結果圖4 模型B的試驗結果

1) 第一次加載的加載中心距加載鋼板左邊為50 mm(總長200 mm)；加載到壓力為420 kN時，樹脂開裂，木碗也相應有所變形。

2) 在第一次的基礎上，將定位釘復位，加載中心改為距加載鋼板左邊18 mm，加載到360 kN時又出現(xiàn)與第一次相同的情況。

3) 對結構進行受力分析，可在第二次試驗的基礎上繼續(xù)加載得到結構的最后抗力。加載力到1 100 kN時，木碗產(chǎn)生輕微聲響，開始被破壞，鋼碗出現(xiàn)少許變形；加載力到1 233 kN時，結構完全破壞。同模型A一樣，樹脂已破碎，而木碗被剪斷，其對應的鋼碗部分也有較大的變形。

2 試驗結果分析與驗證

2.1 試驗結果分析

分析對比模型A與模型B的破壞結果可知：

1) 盡管模型A與模型B模型尺寸和加載點位置不同，但最后被破壞的形式是一樣的。

2) 在加載過程中，木碗最先產(chǎn)生變形，但是由于木材在持續(xù)加載力的作用下具有黏彈性性質，較塑性材料有著更好的變形能力，所以結構仍舊具有較好的承載性能。

3) 在加載過程中，樹脂在較大的壓力作用下由于材料強度的不足而發(fā)生破碎，但鋼碗尚未屈服，整體結構仍沒有達到極限承載力。

4) 當力加載到一定程度時，鋼碗進入塑性屈服階段，產(chǎn)生較大的變形，無法起到正常的保護作用。致使定位結構變形過大，木碗被拉斷，定位結構完全破壞。

5) 在整個定位結構中，樹脂與鋼碗是薄弱環(huán)節(jié)，它們強度的大小影響定位結構的極限承載力。

2.2 實際破壞形式

大型變壓器的運輸形式多樣，其中包括海運。海上情況復雜，運輸過程中的沖擊作用會導致變壓器定位結構的損壞，進而影響到變壓器的質量，造成很大的經(jīng)濟損失。一次海運過程中事故定位結構(定位釘尺寸為180 mm)的破壞照片見圖5。

分析圖5可知：實際破壞形式與本次原型試驗現(xiàn)象是一致的。

圖5 海運事故破壞結果

1) 樹脂部分在沖擊力的作用下發(fā)生破碎，鋼碗變形非常大，以至木碗被剪斷如圖5a所示。

2) 定位釘部分也產(chǎn)生塑性變形如圖5b所示。

根據(jù)試驗結果得到結論: 模型尺寸和加載點即使不同，破壞形式仍舊是相同的。所以，試驗成功地模擬變壓器在運輸過程中定位結構的破壞形式。為進一步確保本次試驗的結果可靠性，下面進行定量的數(shù)值分析。

2.3 結構抗力分析

根據(jù)試驗，得到模型A與模型B的受力簡圖，見圖6。試驗得到的抗力分別為

1 551.4 kN×0.4=650.6 kN

(1)

1 233.1 kN×0.9=1 109.8 kN

(2)

a) 模型Ab) 模型B

圖6 模型受力簡圖

由模型的受力簡圖得到定位結構底板的反力，根據(jù)模型的受力特性，結構破壞時的底板的反力可認為是定位結構的極限承載力。下面通過有限元模擬的方法驗證試驗的準確性和可靠性。

3 模型試驗的數(shù)值分析

3.1 有限元模型

根據(jù)所做的試驗，建立模型A和模型B兩個有限元模型。由于定位結構具有對稱性，故定位結構的實際尺寸按1∶1并取其1/2進行建模。樹脂和木碗采用線彈性材料，鋼碗結構采用實際的鋼材屬性。

1) 根據(jù)樹脂和木碗的實際受力情況，在有限元計算中,模型A樹脂結構和木碗結構只取實際模型的1/4。試驗模型A中定位釘進入鋼碗的尺寸只有25 mm，這表明木碗與底部鋼板并沒有接觸，因此，建立有限元模型時需要根據(jù)實際情況進行調整，模型A有限元模型見圖7a。

2) 模型B中定位釘完全嵌入鋼碗。試驗中和夾件支板焊接在一起的定位釘并沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象且完好無損，所以在有限元模型中用圓柱體代替夾支板，不保留焊縫。考慮到在運輸時變壓器的定位裝置上下都有分布，所以將模型B的有限元模型調整為上下2個完全對稱的定位釘形式，木碗和樹脂同樣采用1/4模型。模型B有限元模型見圖7b。

a) 模型Ab) 模型B

圖7 有限元模型

3.2 有限元計算結果與分析

3.2.1模型A計算結果與分析

對模型A的有限元模型進行計算，得到整個模型的應力云圖和主要部位的應力云圖見圖8。

a) 結構整體應力圖b) 鋼碗應力圖

c) 樹脂應力圖

根據(jù)計算可得，底部鋼板總反力為569.3 kN，與試驗測試數(shù)據(jù)620.5 kN相差8.22%。

由圖8可知：木碗部分變形很大，但是由于其材料特性和受力特性，應力并不是很大。鋼碗和樹脂部分應力很大，并在部分區(qū)域出現(xiàn)應力集中，樹脂部分應變過大，是整個結構破壞的主要原因。

提取底部鋼板X方向反力和施力點X(方向)位移見圖9a，力隨位移的變化趨勢。在起始階段，力-位移是線性關系，當達到一定程度之后出現(xiàn)轉折點，然后曲線的斜率明顯降低。這說明在力剛開始加載時，整體結構處于彈性階段。當反力達到約300 kN時，部分結構開始破壞，甚至開始產(chǎn)生塑性變形。

提取鋼碗上部兩點X方向應變和底部鋼板X方向反力見圖9b。在起始階段力-應變也是線性關系，當達到一定程度之后有明顯的轉折點。這說明鋼碗結構在反力約達到300 kN時進入塑性階段，并在最后發(fā)生破壞，與試驗的最后結果相符。

a) 反力-位移曲線b) 反力-應變曲線

圖9 模型A反力曲線

3.2.2模型B計算結果與分析

對模型B的有限元模型進行計算，整個模型的應力云圖和主要部位的應力云圖見圖10。

a) 結構整體應力圖b) 鋼碗應力圖c) 鋼碗塑性應變d) 樹脂應力圖

圖10 模型B計算結果

提取箱底鋼板X方向反力為1 071 699 N,與試驗測得數(shù)據(jù)1 109.8 kN在試驗誤差可控之內，誤差為3.43%。

由圖8可知：由于上下全部約束的原因，整體結構的變形不是很大，木碗部分也沒有很明顯的應變。鋼碗部分和樹脂部分應力較大，尤其是鋼碗部分，產(chǎn)生應力集中，樹脂部分應變較大。

提取模型塑性應變云圖，發(fā)現(xiàn)塑性應變最大值發(fā)生在鋼碗部分見圖11。在結構模型中鋼碗部分進入塑性變形階段，其他部分塑性變形較小，并未發(fā)生嚴重結構破壞。由此可得出，鋼碗的強度是影響結構極限承載力的主要因素之一。

3.3 模型C有限元分析

模型A和模型B的有限元計算過程都成功地模擬實際試驗的結果，繼續(xù)建立模型C的有限元模型，與實際海運破壞形式相互驗證。根據(jù)真實的運輸情況，建立有限元模型見圖11a。

在某海運過程中發(fā)生事故的變壓器器身重為263 t，假設承受相當于4g加速度的沖擊力作用，變壓器的定位結構采取上下各4個的方案，每個定位結構對應的尺寸為D1=180 mm。在4g加速度沖擊作用下，可計算出每個定位裝置承受的抗力。

變壓器承受沖擊力為

263 t×4×9.8 m/s2×1 000 kg/t=10 309.6 kN

(3)

每個定位結構承受抗力為

10 309.6 kN/8=1 288.7 kN

(4)

對此有限元進行計算分析，可得到每個定位結構所能承受的抗力，應力結果如圖11所示。提取得到此結構的極限承載力1 072.0 kN，而此次海運中每個定位結構所承受的沖擊力都超出了本身所能承受的最大抗力，超出率達20.22%，最終導致事故的發(fā)生。這不僅證明了有限元分析的正確性，也為定位結構的優(yōu)化和完善提供了很好的依據(jù)。

a) 有限元模型Cb) 鋼碗應力圖

c) 樹脂應力圖

3.4 模型破壞對比分析

在對3種模型進行有限元模擬計算之后，定性地確定鋼碗結構與樹脂結構為模型破壞的薄弱環(huán)節(jié)。為進一步定量地研究鋼碗結構的塑性階段，提取整理3個模型鋼碗結構薄弱部分進入塑性階段時的反力與結構破壞時的樹脂最大應變(見表1)。

表1 模型鋼碗與樹脂數(shù)據(jù)

由表1可知：模型A和模型B鋼碗結構的薄弱部分都在結構破壞之前進入塑性階段，并且此時的反力正是在反力-應變曲線發(fā)生明顯的轉折點之前。逐漸增大加載力，進入塑性階段的鋼碗部分逐漸增大。由結構破壞時樹脂的應變可知：樹脂結構采用線彈性材料，但由于鋼碗在進入塑性階段之后，對其無法起到應有的保護作用，使得樹脂結構應變超過1，有限元計算不收斂，可認為結構產(chǎn)生破壞，這與原型試驗的結果也是一致的。

但分析模型C之后發(fā)現(xiàn)，模型的鋼碗結構并沒有進入塑性階段。這是由于模型C的定位釘尺寸較大，周圍木碗和樹脂尺寸也較大，在結構由于樹脂變形過大產(chǎn)生破壞之前鋼碗結構還未產(chǎn)生塑性變形。結構破壞時樹脂結構應變也超過1，有限元計算不收斂，可認為結構產(chǎn)生破壞，計算結果與實際事故結果相符。適當?shù)卦黾佣ㄎ会數(shù)某叽缈商岣卟糠殖休d力，但結構的極限承載力是由鋼碗樹脂等多方面因素決定的，需要綜合考慮以得到重要的影響因素。

4 結束語

通過原型試驗和有限元模型的模擬，得到以下結論：

1)從原型試驗的結果與海運事故的圖片對比中可以得出：試驗成功地模擬了定位結構在實際運輸中的破壞過程。

2)有限元計算結果與試驗結果成功對應，能定量地確定鋼碗結構進入塑性時反力和結構破壞時的樹脂應變，并得出定位結構的極限承載力。

3)試驗和有限元模擬都得出樹脂部分和鋼碗部分是此定位結構的薄弱環(huán)節(jié)，它們的強度影響結構的極限承載力，為定位結構的優(yōu)化設計提供理論依據(jù)，以保障大型變壓器設備在運輸過程中的安全性。