1 000 kV電容式電壓互感器抗震性能優(yōu)化研究

林 森， 程永鋒， 孟憲政， 孫宇晗， 盧智成， 張 謙

(中國電力科學研究院有限公司，北京 100055)

我國西、北部地區(qū)煤炭資源豐富，西南地區(qū)水能資源集中，而東部地區(qū)一次能源資源匱乏但用電負荷卻很大。為將西部省區(qū)的能源轉化成電力資源，輸送到電力緊缺的中東部地區(qū)，需要大規(guī)模建設西電東送輸電工程。我國峰值加速度0.1g及以上的區(qū)域占58%的國土面積[1]，且主要分布于西部地區(qū)，因此大量變電工程建設于設防烈度高、場地條件差的抗震不利地區(qū)，給電氣設備的安全運行帶來了極大挑戰(zhàn)。近年來，我國先后發(fā)生了汶川、雅安、九寨溝等大地震，其中汶川地震造成110 kV及以上變電站停運90座，電力損失負荷達685萬kW，給電網(wǎng)造成的直接經(jīng)濟損失超120億元[2]。此外，隨著國家“一帶一路”和全球能源互聯(lián)網(wǎng)戰(zhàn)略的推進，我國電力行業(yè)越來越多的先進技術和裝備正在走出國門，參與全球的電力建設。如墨西哥、智利等國家電力部門在很多高電壓等級電站建設招標時規(guī)定按地震加速度0.5g設防，對相關電氣設備的抗震能力提出了更為苛刻的要求，因此，開展高電壓等級重要電氣設備的抗震研究十分關鍵和緊迫。

電壓互感器是將一次側電壓轉換成可供測量、保護或控制等儀器、儀表或繼電保護裝置使用的二次側電壓的變壓設備。其中，電容式電壓互感器(Capacitor Voltage Transformer, CVT)利用電容分壓原理測量高電壓，在特高壓、超高壓電力系統(tǒng)中被廣泛采用，其抗震問題不可忽視。程永鋒等[3]開展了復合外套型特高壓交流CVT的抗震與減震試驗研究，試驗結果表明安裝減震裝置后CVT的抗震性能顯著提升，且地震響應越大減震器減震效率越高。此外，進行了500 kV和1 000 kV兩種電壓等級的CVT和避雷器的互連結構抗震試驗，發(fā)現(xiàn)由于滑動金具的阻尼耗能作用，管母互連結構中設備的地震響應較之單體設備有所降低[4-5]。盧智成等[6]開展了瓷質特高壓CVT的抗震試驗研究，發(fā)現(xiàn)在0.2g地震波激勵作用下，瓷質材料特高壓CVT因瓷套與金屬法蘭連接的膠裝部位出現(xiàn)塑性變形或損傷導致其地震響應存在非線性特征。目前，特高壓CVT大量采用脆性電瓷制作設備外套，該材料強度低、阻尼小、儲能與耗能能力較弱[7]。作為典型的特高壓支柱類設備，1 000 kV電壓等級的CVT重量大、重心高、地震易損性高[8]?，F(xiàn)有的研究成果也表明瓷質特高壓CVT抗震能力較弱，難以滿足高抗震設防烈度要求，然而目前致力于提升CVT抗震性能的研究不足，相關經(jīng)驗及成果的嚴重缺乏已成為部分變電工程建設的制約因素。

為全面提高特高壓CVT的抗震性能，本文進行了特高壓CVT的抗震及減震振動臺試驗，根據(jù)設備在試驗中表現(xiàn)出的抗震性能的不足，結合有限元分析診斷了原型CVT結構設計中的缺陷，提出了相應的結構改進方案。針對不同的抗震優(yōu)化目標，基于結構改型和加裝減震器兩種手段提出了相應的抗震性能提升策略，從而為1 000 kV電壓等級CVT滿足不同工程的抗震要求提供了參考方案和設計依據(jù)。

1 CVT本體及其減震結構振動臺試驗

地震模擬振動臺試驗是研究工程結構抗震性能的重要手段[9-10]。通過振動臺試驗，能夠獲得電氣設備在不同地震工況下的關鍵位置響應，由此可探究其抗震能力薄弱環(huán)節(jié)[11-12]。

1.1 試件及其特點

試驗選用國內某品牌電壓互感器廠家所生產(chǎn)的1 000 kV電容式電壓互感器作為試件，總高度約10.6 m，質量約5.5 t，頂部有均壓環(huán)。整柱試件的外套為主要承力部件，由5節(jié)瓷質空心絕緣子通過法蘭連接而成，其彈性模量為110 GPa，破壞應力為60 MPa。

試件各節(jié)瓷套管根部與法蘭膠裝連接，通常此處為抗震薄弱環(huán)節(jié)，根據(jù)以往震害調查，電氣設備主要破壞形式為套管根部法蘭連接處的折斷、開裂[13-15]，因此電氣設備在設計制造和試驗考核時均應重點關注空心瓷絕緣子根部的負荷狀況[16]。鑒于上述情況，試件廠家在設計時將各節(jié)套管上下兩端與法蘭膠裝處套管芯棒外徑擴大，使套管在兩端連接處較之中段主體有所加粗，以強化連接部位套管，各節(jié)套管的芯棒外徑及壁厚尺寸如表1所示。由表1可知，試件上3節(jié)套管的結構尺寸完全相同，底部2節(jié)套管由上至下外徑有所增大，全部5節(jié)套管中間收徑段的壁厚被統(tǒng)一設計為42.5 mm。

表1 各節(jié)套管不同位置芯棒尺寸

1.2 試驗布置

圖1所示為傳感器測點布置示意圖。受覆蓋在表面的傘裙影響，各節(jié)套管中段難以布置傳感器，而下端法蘭連接部位芯棒露出，在其上沿地震激勵方向對稱粘貼電阻應變片，試驗中通過應變片測算出測點位置的應力數(shù)據(jù)。另外，在振動臺臺面、各節(jié)套管頂端布置加速度計，以獲取試件的加速度響應。

圖1 試件測點布置Fig.1 Arrangement diagram of monitoring points

試驗在三維六自由度地震模擬振動臺上完成，臺面尺寸3 mm×6 mm，工作頻率范圍0.1～80 Hz，三方向最大加速度1g，最大試件質量35 t，最大抗傾覆力矩70 t·m，最大回轉力矩35 t·m。

試驗現(xiàn)場如圖2所示。試驗前將試件底座安裝于振動臺臺面上。進行抗震試驗時，試件通過螺栓直接緊固在底座上。進行減震試驗時，先將減震器安裝在底座上，隨后試件落在減震器上，減震器在試件底部和底座之間均勻環(huán)向排列，并通過螺紋聯(lián)接分別與試件和底座緊固。

圖2 試件安裝Fig.2 Installation of specimen

1.3 減震器

試件所裝設的減震器為金屬耗能減震器，金屬彈塑性變形是消耗地震輸入能量最有效的機制之一[17]。減震器內的耗能材料為鉛合金，地震作用下減震器內部鉛合金通過往復剪切形變進行耗能[18]，其構造原理如圖3所示。減震器存在限位設置，行程不超過5 mm。

圖3 金屬減震器構造原理Fig.3 Structure principle of mental damper

多名學者研究了鉛合金減震器的力學特性并討論了其對于電氣設備的適用性[19-20]，不少地震模擬振動臺試驗結果表明該金屬減震器裝設于電氣設備后可取得良好減震效果[21]，近年來變電站中相關應用也較為廣泛。鉛合金減震器在設備正常工作狀態(tài)下發(fā)揮剛性螺栓功能，在發(fā)生中震、大震情況時減震器動作，大量耗散輸入電氣設備的地震能量，有效保護設備主體。兼具聯(lián)接與耗能雙重功能的金屬減震裝置，既能夠實現(xiàn)減震目的，又不改變設備的結構與布置方式，適合與支柱類電氣設備配套使用。

通過拉壓循環(huán)加載試驗可以模擬減震器的工作狀態(tài)，獲得CVT減震器的力學性能，試驗測得減震器滯回曲線如圖4所示。加載開始時應力隨應變增加而快速增大，隨著應變繼續(xù)增加，行程至約0.4 mm時減震器達到屈服，屈服承載力約為32 kN。屈服后隨著位移增加，抗力緩慢增長，屈服后剛度遠小于屈服前剛度，極限承載力約36 kN。卸載開始時，抗力急劇下降，荷載卸載至0時殘余位移明顯，此后進入反向加載狀態(tài)。滯回曲線飽滿，表現(xiàn)出良好的耗能特性。

圖4 金屬減震器滯回曲線Fig.4 Hysteresis loops of metal damper

減震器的力-位移曲線符合典型的金屬塑性本構關系，可近似為雙線性模型，如圖5所示。圖中Fy和Fmax分別為屈服力和最大力；dy和dmax分別為屈服位移和最大位移； 斜率ku，kd，ke分別為減震器屈服前剛度、屈服后剛度和等效剛度，可以由式(1)求得。

(1)

圖5 雙線性滯回模型Fig.5 Double linear hysteresis loop model

減震器的等效阻尼比可通過式(2)獲得[22]

(2)

式中：ξe為減震器的等效阻尼比；ED為減震器在一個振動循環(huán)中的耗能，即圖5中四邊形ABCD的面積；E為最大應變能，即圖5中三角形OCE的面積。

由此，可以得到減震器的阻尼系數(shù)

(3)

式中：C為減震器的阻尼系數(shù)；m為均分到單個減震器的設備質量。

特高壓CVT的重量及高度基本差別不大，通常配置6～8個減震器，本試驗選用8個。根據(jù)圖4的試驗數(shù)據(jù)可知金屬減震器的屈服力Fy為32 kN，屈服位移為0.4 mm，由式(1)～式(3)可求得屈服前剛度ku為80 kN/mm，屈服后剛度kd為1.5 kN/mm，阻尼系數(shù)C為84.3 kN/(m/s)。

進行減震設計時，根據(jù)設備底法蘭直徑和設備支架頂板規(guī)格合理擬定環(huán)形均布在設備底部的減震器布置直徑?？山VT及其減震結構有限元模型，分別采用梁單元和彈簧阻尼單元模擬CVT和減震器，依照上述減震器參數(shù)對彈簧阻尼單元進行設置。建模完成后輸入地震動，計算地震作用下設備響應及減震效果，若減震結構模型無法滿足抗震設防要求或減震效果不理想，則適當調整減震器布置直徑或數(shù)量。經(jīng)過試算，本試驗減震器布置直徑定為1 m。

1.4 試驗工況

由于試件為軸對稱結構，僅進行單水平向地震模擬振動臺試驗即可。輸入地震動采用中國電機工程學會標準[23]所規(guī)定的人工地震動時程，該時程曲線根據(jù)標準反應譜擬合而來，在場地條件不確定時，選用標準反應譜對1 000 kV變電站內電氣設備進行抗震評估，可包絡Ⅰ～Ⅲ類場地，且適用于不同類型的特高壓站內設備[24]。

試驗中電壓互感器通過底座安裝在振動臺臺面上，但變電工程中實際運行的電壓互感器并非直接布置于地面上，而是安裝在設備支架上。支架對地震加速度值有一定的放大作用，因此，試驗中應將振動臺輸入加速度值乘以支架動力放大系數(shù)1.4后對試件進行考核。試驗工況如表2所示。首先對試件進行0.2g等級的抗震試驗，其后對加裝了減震器的試件進行0.2g和0.4g等級的減震試驗?？紤]支架動力放大系數(shù)后，對于0.2g和0.4g等級工況，臺面輸出地震動的目標峰值加速度分別為1.4×0.2g和1.4×0.4g。圖6所示為抗震試驗時振動臺臺面實測的0.2g等級地震動加速度時程。圖7為人工地震動時程對應的試驗反應譜(Test Response Spectrum, TRS)與需求反應譜(Required Response Spectrum, RRS)的對比。由圖7可知，TRS在平臺段較好地包絡了RRS，說明試驗中對試件施加的地震激勵準確有效。

表2 試驗工況

圖6 振動臺輸出加速度時程Fig.6 Output acceleration time history of shaking table

圖7 需求反應譜與試驗反應譜的對比Fig.7 Comparison between RRS and TRS

2 試驗結果及分析

2.1 動力特性

地震工況前后所安插的白噪聲工況用于探查試件的動力特性，通過抗震試驗前后和減震試驗前后的白噪聲工況所獲得的試件頻率響應函數(shù)，考察試件自振頻率的變化，進而判斷試件抗震性能是否劣化以及結構是否有損。

試驗工況1、工況3和工況4、工況6的試件頂部加速度相對于臺面加速度的頻率響應函數(shù)幅值譜|H(ω)|分別如圖8(a)和圖8(b)所示。由圖8可知，地震工況前后的頻響函數(shù)重合度較高，說明試件動力特性基本未發(fā)生改變，設備套管在試驗過程中沒有出現(xiàn)不可恢復的破壞?？拐鹪囼炃昂螅嚰浑A頻率由1.80 Hz降至1.69 Hz。加裝減震器后，結構整體頻率為1.57 Hz，經(jīng)過減震試驗后，結構一階頻率降至1.45 Hz。地震工況前后試件基頻降幅較小，不足8%，結構頻率變化在容許范圍內。振動臺試驗結束后，設備返廠進行了電氣和密封等一系列試驗，進一步確認了設備完整無損。

工況1和工況4中白噪聲輸入停止后，試件頂部加速度自由振動衰減曲線如圖9所示。取10個自由振動周期，根據(jù)首末波峰的加速度值計算可得設備本體和裝設了減震裝置的結構阻尼比分別為2.0%和3.7%。減震裝置在降低設備頻率的同時，增加了結構的阻尼，有利于降低設備的地震響應。

2.2 試件各位置地震響應及分析

工況2、工況5和工況7中，CVT試件各位置測得的應力及加速度峰值如圖10所示。其中最大根部應力出現(xiàn)在底節(jié)套管。由圖中試件各節(jié)根部應力變化的趨勢可知，底部3節(jié)套管的根部應力差異較小，而上3節(jié)套管應力變化幅度較大，說明采用了差異化設計的下3節(jié)套管的應力分布更均衡，結構受力更科學，而均一化設計的上3節(jié)套管危險性分化明顯。就試件整體結構而言，底部套管在地震作用下的易損性較高，而上部套管強度浪費較多。

圖8 試件本體及其減震結構的頻響函數(shù)幅值譜Fig.8 Amplitude spectra of frequency response functions of specimen with and without dampers

圖9 試件頂部加速度自由振動衰減時程曲線Fig.9 Free vibration decay time history curves of acceleration record at the top of specimen

圖10 地震作用下試件應力與加速度分布Fig.10 Stress and acceleration distribution of specimen under earthquake action

各工況中，第1節(jié)套管的加速度均為最大，由下往上各節(jié)套管頂部加速度峰值依次增大，且不難發(fā)現(xiàn)，上3節(jié)加速度的增長率高于下3節(jié)，這也說明了試件上下部分結構的差異導致了下3節(jié)套管加速度變化較為緩和，而上3節(jié)套管加速度差異更為明顯。安裝減震器后，減震器的阻尼耗能效果直接作用于試件底部，使底部3節(jié)套管由下至上的加速度增長率顯著降低，而對上3節(jié)套管加速度增長趨勢的影響較為有限。

2.3 抗震及減震試驗結果對比

各工況下試件的根部應力峰值和頂部加速度峰值試驗結果如表3所示。從表3可知，減震器對地震反應起到了明顯的抑制作用。工況2和工況7中，試件最大應力和加速度峰值之差分別為0.24 MPa和0.02g，兩者較為接近，說明裝設了減震器的CVT在0.4g等級工況下的地震反應與CVT本體在0.2g等級工況下的大致相當。在0.2g等級工況下，CVT的根部應力和頂部加速度減震效率分別達到59%和54%，標志著金屬減震器的耗能效果可為保護瓷套管及其內部元器件提供重要幫助。

工況2和工況5中所測得的試件根部應力與頂部加速度時程結果對比如圖11所示。

表3 振動臺試驗結果

圖11 抗震試驗與減震試驗時程結果對比Fig.11 Comparison of time history curves between shaking table tests with and without dampers

3 有限元仿真及結構缺陷診斷

地震模擬振動臺試驗中試件各節(jié)套管應力分布表現(xiàn)出的不良狀態(tài)，反映了CVT上3節(jié)套管均一化設計的不合理性，為深入發(fā)掘CVT的潛在結構問題，采用有限元仿真手段開展進一步分析。

3.1 有限元仿真驗證

建立CVT試件的有限元模型如圖12所示。建模時采用梁單元模擬設備套管和法蘭，法蘭參數(shù)依據(jù)等效彎曲剛度原則確定，對設備底部施加全約束。

由模態(tài)分析可得該CVT模型1階頻率為1.78 Hz，與試驗值相比誤差1.1%。將工況2中振動臺臺面實測地震動時程作為仿真輸入，計算得到的地震作用下CVT各節(jié)套管頂部加速度峰值和根部應力峰值如表4所示。從表4可知，有限元模擬結果與試驗實測數(shù)據(jù)吻合度較高，各節(jié)應力和加速度誤差分別控制在9.5%和9%以內，說明了有限元模型的有效性和準確性。

圖12 CVT有限元模型Fig.12 Finite element model of CVT

表4 仿真結果及誤差

3.2 結構缺陷診斷

圖13為仿真得到0.2g等級地震作用下，底節(jié)套管應力最大時整柱CVT所呈現(xiàn)的應力狀態(tài)，此時為整個時間歷程中CVT最危險的時刻。由圖13可知，整柱CVT最大應力出現(xiàn)在底節(jié)套管的中間收徑段底部，而其他采用等徑套管的電氣設備最大應力往往出現(xiàn)在設備根部。底節(jié)套管的中間收徑段最大應力為32.46 MPa，明顯高于表4所列下端擴徑段的最大應力22.48 MPa，說明套管下端法蘭膠裝處擴大外徑的設計思路能有效降低套管根部斷裂的風險，但同時下端擴徑段被設計得過于粗壯，并未使套管整體的應力分布達到理想狀態(tài)。

圖13 最危險時刻的套管應力云圖Fig.13 Stress nephogram of bushing at the most critical moment

表5所列為各節(jié)套管中間收徑段和下端擴徑段的最大應力仿真結果，底節(jié)套管與首節(jié)套管最大應力比高達7.92。與通過試驗得出的各節(jié)套管應力分布規(guī)律一致，上3節(jié)套管等尺寸的設計模式導致了上3節(jié)套管應力差異較大，下3節(jié)套管由上至下外徑逐漸增大，因此應力分布更為平均。

表5 CVT各位置最大應力仿真結果

需要注意的是，由表5可知，各節(jié)套管中間收徑段的最大應力均高于根部的擴徑段。表1所列上3節(jié)套管下端擴徑段與中間收徑段的外徑差為15 mm，而這3節(jié)套管中段與下段最大應力比為1.09～1.18；下2節(jié)套管的外徑差為35 mm，相應的最大應力比為1.44～1.45?？梢娭卸问諒蕉闻c下端擴徑段的應力接近程度受兩段外徑差的影響顯著，若兩段間外徑差較大則套管根部過于強化造成應力分布不佳。

4 CVT抗震性能優(yōu)化

為滿足我國西部地區(qū)及海外輸變電工程高抗震設防烈度的要求，針對1 000 kV電壓等級CVT在試驗和仿真中抗震性能所表現(xiàn)出的不足，改進結構缺陷并采取適當?shù)膬?yōu)化措施，使其能夠服役于更多原型設備無法勝任的抗震不利地段顯得尤為必要。

4.1 原型CVT抗震能力評估

驗算1 000 kV站內電氣設備抗震承載能力應考慮地震作用效應和其他荷載效應的組合[25]

S=SGk+SEk+0.25SWk+STk+SIk

(4)

式中：S為地震作用效應和其他荷載效應的組合；SGk為設備自重的荷載效應值；SEk為地震作用效應值；SWk為風荷載效應值；STk為端子拉力荷載效應值，當與端子連接的是具有足夠冗余度的軟導線，計算時端子拉力取0。SIk為設備內部壓力荷載效應值。

取百年一遇10 m高10 min平均最大設計風速34 m/s的嚴酷條件，參照相關標準[26]計算可得風荷載作用造成的設備應力為6.6 MPa，設備內部壓力、端子拉力等其他荷載造引起的設備應力按1 MPa進行保守估算，則式(1)中除已通過仿真計算得到的自重和地震作用效應32.46 MPa外，需疊加的其他荷載效應按2.65 MPa考慮。根據(jù)CVT廠家資料，瓷套破壞應力取60 MPa，因此，0.2g等級地震作用下試件的應力安全系數(shù)為1.71，滿足電氣設備應力安全系數(shù)大于1.67的抗震要求。然而，較小的安全裕度也反映出原型CVT難以通過0.3g及以上等級的抗震考核。

我國大部分疆域的基本地震動峰值加速度在0.1g及以上，而根據(jù)相關標準，1 000 kV電氣設備按抗震設防烈度提高1度進行抗震設防。即原型CVT僅能投運于基本地震動峰值加速度0.1g及以下的地區(qū)，若設備所服役的變電工程站址位于基本地震動峰值加速度0.15g及以上區(qū)域，則須根據(jù)實際工程需求對原型設備適當?shù)剡M行優(yōu)化，以提高其抗震性能。

4.2 優(yōu)化方案

針對原型設備在振動臺試驗和數(shù)值仿真中所暴露出各節(jié)套管間應力分布不均衡的問題，根據(jù)等應力設計原則優(yōu)化整體結構，將原CVT改進為塔型構造。出于節(jié)省材料、降低成本的目的，通過減材的方式改造結構，縮小上3節(jié)套管外徑，且由下至上縮徑幅度依次增大，使原本相同的上3節(jié)套管外徑產(chǎn)生漸變差異。原型設備底部2節(jié)瓷套雖外徑有差別，但壁厚一致，縮小第4節(jié)套管外徑從而令其壁厚相應減小，使整柱CVT所有5節(jié)套管的外徑和壁厚從下至上均呈現(xiàn)依次縮小的趨勢。

原型設備套管在法蘭膠裝連接段的擴徑設計有效控制了瓷套根部應力，但套管各段之間應力分配不合理，各節(jié)套管破壞風險均聚集于中間收徑段底部。針對這一問題，將各節(jié)套管下端擴徑段與中間收徑段的外徑差統(tǒng)一減小至5 mm，借此調配中、下兩段的應力，使兩者趨于接近，更大程度地發(fā)揮各段的承載能力。改型后各節(jié)套管尺寸如表6所示。

表6 優(yōu)化后各節(jié)套管不同位置芯棒尺寸

上述通過減材方式改進結構以優(yōu)化原型CVT抗震能力的方案，雖然可以節(jié)省電瓷材料，降低生產(chǎn)成本，然而設備改型會額外帶來重制模具的費用。另外，受制于細高外型與脆性瓷材套管，單純改善結構對設備抗震性能的提升作用有限，若工程抗震要求較高，如場地基本峰值加速度為0.2g及以上時，可考慮采用適用于電氣設備的減震技術措施[27]。本文試驗結果及已有的研究成果[28]表明，與電氣設備配套使用的金屬減震器對設備本體的應力減震效率基本為50%以上。僅能承受0.2g等級地震作用的原型CVT在加裝減震器后，抗震等級提升至0.4g。因此，在設備結構改型帶來的額外費用過高或改型后仍無法滿足抗震要求的情況下，建議采用減震手段優(yōu)化設備抗震能力。

4.3 優(yōu)化結果及討論

按照表6中結構改進后的套管尺寸數(shù)據(jù)修改CVT有限元模型后，重新輸入0.2g等級地震時程進行計算，得到各節(jié)套管中、下段的最大應力情況如表7所示。

表7 改型CVT各位置應力仿真結果

對比表5中的數(shù)據(jù)可知，改型后底節(jié)套管與首節(jié)套管最大應力比由7.92 MPa降至2.33 MPa，各節(jié)套管最大應力顯著接近。各節(jié)套管中下段最大應力比由1.09～1.45 MPa降至1.02～1.06 MPa，可見將各節(jié)中下段外徑差縮調為同等的5 mm，其應力比也趨于相等，且各下段應力均略小于中段，既避免了法蘭膠裝處過于強化，又不至于令根部成為突出的薄弱環(huán)節(jié)。圖14所示為改型前后CVT各節(jié)套管中間收徑段和下端擴徑段的最大應力仿真結果對比。由柱狀圖可知，各節(jié)套管及套管各段的抗震性能都得到更充分的利用。

圖14 改型前后CVT各位置應力仿真結果對比Fig.14 Comparison of simulated stress results at different positions between prototype CVT and remodeled CVT

常規(guī)加固手段通常會選擇增加危險截面處的尺寸以增大抗彎截面系數(shù)從而降低最大應力，然而本優(yōu)化方案并未如此，反而保持底節(jié)套管尺寸不變，同時縮減了1～4節(jié)套管的外徑、壁厚，整體上將整柱CVT優(yōu)化為塔型，局部將各節(jié)套管擴徑段與收徑段的外徑差縮調至5 mm。基于減材的優(yōu)化方案不僅大幅削減了材料成本，而且降低了CVT的總重和重心高度，顯著改善了各節(jié)套管間及套管各段間的應力分布狀態(tài)，契合了等應力設計原則。結構改型后，0.2g等級地震作用下的CVT最大應力由32.46 MPa降至20.18 MPa，其抗震安全裕度得到有力提升。

對改型后CVT有限元模型進行0.3g等級地震工況計算，得到套管最大應力為30.27 MPa，考慮其他荷載組合效應后的安全系數(shù)為1.82，滿足抗震設計要求，該結果表明改型后的1 000 kV電壓等級的CVT可成功推廣應用至地震動峰值加速度0.15g區(qū)域。然而，對于0.4g等級的抗震要求，通過改良設備結構已無法滿足，此時建議采取原型設備裝設金屬減震裝置的措施。若設備需要出口參與0.5g及以上高抗震設防要求的海外工程建設，則推薦同時考慮結構改進和裝設減震器的雙重優(yōu)化方案。

5 結 論

本文通過開展1 000 kV電壓等級CVT振動臺試驗和有限元仿真研究，發(fā)現(xiàn)了其抗震性能方面的不足，針對結構缺陷進行了改進，結合減震措施提出了可滿足不同預期抗震目標的優(yōu)化策略。主要結論如下：

(1) 振動臺試驗結果表明，應用減震器后CVT結構的阻尼比由2.0%增加至3.7%，設備動力特性得到改善；0.4g等級地震作用下CVT減震結構與0.2g等級地震作用下CVT本體的地震反應大致相當；0.2g等級地震工況下，CVT的根部應力、頂部加速度的減震效率分別為59%，54%，減震器的應用可顯著降低CVT瓷套管、內部電氣元件的損壞率。

(2) 有限元模擬所得0.2g地震工況下CVT各節(jié)最大應力與加速度與試驗結果誤差不超過10%，吻合度較高。試驗及仿真結果均表明，原型CVT上3節(jié)套管相同且各節(jié)套管壁厚相等的不合理設計造成各節(jié)套管應力分布不均衡。通過仿真分析發(fā)現(xiàn)，設備最大應力出現(xiàn)在底節(jié)套管中段，且與下段的最大應力比高達1.44，反映出套管根部被過度強化。

(3) 根據(jù)等應力設計原則，提出通過減材方式將原型CVT整體優(yōu)化為塔型且局部縮調擴徑段與收徑段外徑差至5 mm的結構改進方案；改型后，0.2g地震工況下瓷套最大應力由32.46 MPa降至20.18 MPa，CVT的抗震安全性明顯提高，底、首節(jié)最大應力比由7.92 MPa降至2.33 MPa，各節(jié)中下段最大應力比控制在1.02～1.06 MPa，應力分布更為理想，充分發(fā)揮了套管各位置的抗震能力。

(4) 原型CVT僅能滿足0.2g抗震要求，為滿足不同的工程需求，提出了相應的抗震性能提升策略。設防目標0.3g時，視成本增加情況選擇結構改型或減震方案；設防目標0.4g時，建議選用減震措施；設防目標0.5g及以上時，應采用結構改型與減震相結合的優(yōu)化手段。