管母支撐滑動(dòng)金具耦聯(lián)體系抗震性能

王海菠， 程永鋒， 盧智成， 朱祝兵， 章姝俊

(1.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司， 北京 100192； 2.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司， 杭州 310007)

特高壓換流站閥廳內(nèi)各類(lèi)金具起著傳遞機(jī)械、電氣負(fù)荷和對(duì)主要設(shè)備進(jìn)行電磁防護(hù)的作用。按照管型母線端是否可移動(dòng)伸縮以及變換角度，可以分為管母固定型金具和管母滑動(dòng)型金具。滑動(dòng)管母金具通過(guò)滑動(dòng)支座固定在支撐絕緣子上，不同的管母線連接方式采用不同的滑動(dòng)支座，在支座上裝有滑動(dòng)支軸，這樣、當(dāng)管母線出現(xiàn)滑動(dòng)位移時(shí)，支座上的滑動(dòng)軸也隨之移動(dòng)。

變電站(換流站)的設(shè)備通過(guò)管母線或軟母線連接，在地震作用下，設(shè)備與母線之間會(huì)產(chǎn)生相互作用力，使得設(shè)備與母線耦聯(lián)體系的受力性能變得復(fù)雜。支撐式管母線多采用滑動(dòng)金具與陶瓷支柱絕緣子連接，這種滑動(dòng)金具具有阻尼耗能的效果，能夠減小支柱絕緣子頂端的地震響應(yīng)。近年來(lái)，復(fù)合絕緣子越來(lái)越多地被投入到工程中使用，它相較于陶瓷絕緣子具有強(qiáng)度高、抗沖擊性能好等優(yōu)點(diǎn)，但同時(shí)也存在剛度較小等缺點(diǎn)[1-6]。

圍繞軟母線連接設(shè)備的抗震分析已取得較多的成果，但關(guān)于管母線連接設(shè)備的研究多集中在帶伸縮節(jié)的耦聯(lián)體系等方面，對(duì)帶有可滑移金具的管母線耦聯(lián)體系的理論研究和試驗(yàn)研究相對(duì)較少[7-10]。即使考慮了滑動(dòng)金具的限位功能，也只是將沿著管母的方向自由度釋放，對(duì)于滑動(dòng)金具在耦聯(lián)體系中的抗震性能研究的較少。故此通過(guò)對(duì)管母支撐滑動(dòng)金具開(kāi)展低周反復(fù)加載試驗(yàn)，獲得滑動(dòng)金具滑動(dòng)摩擦系數(shù)以及力-位移曲線。通過(guò)建立復(fù)合支柱絕緣子與管母線耦聯(lián)體系有限元模型，分析不同地震加速度等級(jí)輸入下絕緣子和滑動(dòng)金具的地震響應(yīng)，提出將滑動(dòng)金具等效為非線性彈簧的計(jì)算方法，并得到滑動(dòng)金具滑動(dòng)槽長(zhǎng)度的設(shè)計(jì)參考值。

1 滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)試件

管母支撐滑動(dòng)金具如圖1所示，其主要組成部分包括連接板、支撐板、滑動(dòng)槽、支撐軸和管母支撐塊。實(shí)際工程中管母線與管母支撐塊之間的連接采用焊接，支撐軸與管母支撐塊可以沿著支撐軸轉(zhuǎn)動(dòng)，支撐軸安裝于支撐板槽口內(nèi)，可以沿著滑動(dòng)槽滑動(dòng)，支撐軸一側(cè)套有不銹鋼墊圈，一側(cè)套有不銹鋼墊圈和工程塑料軸套，滑動(dòng)槽長(zhǎng)度16 cm，連接板用于與絕緣子相連接。

圖1 滑動(dòng)金具試驗(yàn)件裝配示意圖Fig.1 Sliding fitting test piece assembly diagram

1.2 試驗(yàn)加載方案

滑動(dòng)金具下部連接板通過(guò)螺桿夾緊固定在反力架鋼梁上，上部管母支撐塊由鋼板加緊固定于作動(dòng)缸上，作動(dòng)缸作用力的方向與金具支撐塊平面成90°夾角，試驗(yàn)裝置布置如圖2所示。試驗(yàn)中，管母的配重約為150 kg，作動(dòng)器作用點(diǎn)位于滑動(dòng)金具圓弧的圓心處，作動(dòng)器的作用力方向與滑動(dòng)槽方向一致。支撐板上有滑槽，滑槽長(zhǎng)度為16 cm，取滑槽中間位置為低周反復(fù)加載試驗(yàn)的起始位置。

試驗(yàn)采用位移控制的加載制度。由0 mm處(即滑動(dòng)槽中間位置)開(kāi)始加載，每一級(jí)的位移增量是1 mm，每一級(jí)有8個(gè)循環(huán)，加載頻率為0.5 Hz，加載位移為5 mm時(shí)的加載方案如圖3所示。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)過(guò)程中，試驗(yàn)開(kāi)始階段位移較小，支撐桿還沒(méi)有與滑槽端部接觸，只與滑槽壁發(fā)生輕微摩擦。位移稍稍增大時(shí)，當(dāng)支撐桿移動(dòng)到靠近作動(dòng)缸一端最大位移時(shí)，發(fā)出摩擦聲。不銹鋼墊圈磨損嚴(yán)重。當(dāng)位移繼續(xù)增大，支撐桿與滑槽壁出現(xiàn)接觸并發(fā)生擠壓。支撐桿發(fā)生彎曲變形。當(dāng)彎曲變形過(guò)大而不能繼續(xù)加載時(shí)金具破壞，試驗(yàn)結(jié)束，金具破壞如圖4所示。

圖2 滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載試驗(yàn)Fig.2 Sliding fittings low cycle repeated loading test

圖3 滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載方案Fig.3 Sliding fittings low cycle repeated loading scheme

圖4 試驗(yàn)破壞結(jié)果圖Fig.4 Test damage result photo

試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理后可知，滑動(dòng)金具不同滑動(dòng)位移時(shí)的力-位移曲線如圖5所示。

當(dāng)滑動(dòng)金具滑動(dòng)位移較小時(shí)，如圖5(a)所示，此時(shí)滑動(dòng)位移為30 mm，恢復(fù)力曲線近似為彈塑性模型，取位移為0時(shí)刻的恢復(fù)力分別為0.73 kN和-0.75 kN，因此取滑動(dòng)金具滑動(dòng)摩擦力為 0.74 kN，由于管母配重為150 kg，可得：

(1)

式(1)中：f為滑動(dòng)摩擦力；m為管母配重；g為重力加速度。由式(1)可知，滑動(dòng)金具的滑動(dòng)摩擦系數(shù)可取為0.5。

當(dāng)滑動(dòng)金具滑動(dòng)位移增大到支撐軸與管母支撐塊接觸時(shí)，作動(dòng)器作用力將明顯增大，如圖5(b)所示，當(dāng)滑動(dòng)金具滑動(dòng)位移為70 mm時(shí)，此時(shí)作動(dòng)器作用力最大值為17.5 kN，滑動(dòng)金具支撐軸與支撐板發(fā)生接觸，此時(shí)滑動(dòng)金具在互聯(lián)電氣設(shè)備回路中起到限位和耗能的作用，由恢復(fù)力曲線可知：在帶滑動(dòng)金具的互聯(lián)電氣設(shè)備回路抗震性能計(jì)算中，可以定義一個(gè)較大的彈簧剛度等效成滑動(dòng)金具的限位功能。

圖5 滑動(dòng)金具不同滑動(dòng)位移時(shí)力-位移曲線Fig.5 Force-displacement curve of sliding fittings sliding different displacements

2 復(fù)合支柱絕緣子管母耦聯(lián)體系抗震性能研究

2.1 仿真模型的建立

進(jìn)一步研究支柱絕緣子耦聯(lián)體系在不同地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)，將滑動(dòng)金具等效為非線性彈簧，非線性彈簧的相關(guān)參數(shù)通過(guò)滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載試驗(yàn)得出。

運(yùn)用有限元結(jié)構(gòu)分析軟件ABAQUS，建立帶支架復(fù)合材料絕緣子與管母線耦聯(lián)體系數(shù)值模型。耦聯(lián)體系包括兩個(gè)格構(gòu)式支架、兩根復(fù)合支柱絕緣子、一根管母線，復(fù)合支柱絕緣子軸線間距離為 6 m，管母與支柱絕緣子通過(guò)滑動(dòng)金具連接，管母線外直徑為450 mm、壁厚為10 mm。

格構(gòu)式支架高3.756 m，頂部連接法蘭高 0.23 m，高度與鋼管支架相同。主材截面直徑 95 mm，厚6 mm，輔材截面直徑40 mm，厚5 mm，支架分為4節(jié)。采用Q235鋼材，彈性模量2.1×1011Pa。圖6是絕緣子支架的設(shè)計(jì)圖。

支柱絕緣子高度為6.26 m，圖7為其裝配示意圖，由上下2節(jié)復(fù)合材料套管(從上至下依次標(biāo)注為A1、A2)組裝而成，其中A1長(zhǎng)3.10 m，外直徑 320 mm，壁厚10 mm；A2長(zhǎng)3.16 m，外直徑400 mm，壁厚21 mm，套管兩端與法蘭通過(guò)黏合劑膠裝連接。復(fù)合材料絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

采用ABAQUS軟件建立復(fù)合支柱絕緣子與管母線耦聯(lián)體系的有限元模型，如圖8所示，模型材料參數(shù)如表2所示。以管母線軸線為Y方向，平面內(nèi)垂直于Y方向?yàn)榻^緣子豎直方向，X方向垂直于平面，管母線、絕緣子和支架均用B31梁?jiǎn)卧M，對(duì)于絕緣子與管母連接的滑動(dòng)金具采用Cylindrical單元連接，滑動(dòng)位移與滑動(dòng)摩擦通過(guò)非線性彈簧單元來(lái)模擬，該單元的力和位移曲線通過(guò)滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載試驗(yàn)所得，其中絕緣子從左至右依次標(biāo)號(hào)為1號(hào)絕緣子、2號(hào)絕緣子。

圖6 絕緣子支架Fig.6 Insulator bracket

圖7 復(fù)合材料支柱絕緣子裝配示意圖Fig.7 Composite post insulator assembly schematic

表1 絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖8 復(fù)合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型Fig.8 Composite post insulator and tube mother coupling model

表2 模型材料參數(shù)

滑動(dòng)金具的滑動(dòng)摩擦系數(shù)以及滑動(dòng)位移的限制成為計(jì)算中的難點(diǎn)，通常都是假設(shè)一個(gè)滑動(dòng)摩擦系數(shù)和滑動(dòng)金具達(dá)到滑動(dòng)位移限制時(shí)所等效的彈簧剛度，由滑動(dòng)金具低周反復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果可知，滑動(dòng)金具的滑動(dòng)摩擦系數(shù)可取為0.5。

Cylindrical單元為兩節(jié)點(diǎn)間釋放單向位移限制和單向轉(zhuǎn)動(dòng)限制的連接單元，與實(shí)際滑動(dòng)金具支撐軸相符合，非線性彈簧模擬滑動(dòng)金具支撐軸與支撐板的相對(duì)位移，在有限位移內(nèi)剛度很小，根據(jù)相同位移做功相等的等效原則，可將滑動(dòng)摩擦等效為一個(gè)剛度較小的彈簧，其關(guān)系為

(2)

式(2)中：μ為滑動(dòng)金具滑動(dòng)摩擦系數(shù)，根據(jù)低周反復(fù)加載試驗(yàn)可知取0.5；G為管母線的質(zhì)量；L為滑移距離；K為滑移距離內(nèi)的彈簧剛度。

通過(guò)滑動(dòng)金具力-位移曲線可知：在帶滑動(dòng)金具的互聯(lián)電氣設(shè)備回路抗震性能計(jì)算中，可以定義一個(gè)較大的彈簧剛度等效成滑動(dòng)金具的限位功能，該非線性彈簧曲線如圖9所示。

圖9 非線性彈簧模型Fig.9 Nonlinear spring model

2.2 抗震性能分析

在進(jìn)行地震響應(yīng)分析之前先對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，模態(tài)分析是進(jìn)行結(jié)構(gòu)體系地震響應(yīng)分析的基礎(chǔ)，通過(guò)模態(tài)分析可以獲得結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特征，主要包括結(jié)構(gòu)的固有頻率和振型。將上述建立的模型命名為模型A，同時(shí)建立不考慮滑動(dòng)位移的模型，將支柱絕緣子與管母線固定連接，將其命名為模型B。兩種模型的頻率如表3所示。

表3 結(jié)構(gòu)自振頻率

通過(guò)模態(tài)分析可知，不考慮滑動(dòng)金具滑動(dòng)位移的模型，增加了結(jié)構(gòu)剛度，結(jié)構(gòu)頻率增大較為明顯。接下來(lái)對(duì)考慮滑動(dòng)位移的復(fù)合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型進(jìn)行地震響應(yīng)分析。輸入地震波由中國(guó)電力科學(xué)研究院和中國(guó)地震災(zāi)害防御中心根據(jù)特高壓工程的特殊性，制定的相應(yīng)抗震設(shè)計(jì)反應(yīng)譜曲線，該曲線的特征周期為0.9 s，動(dòng)力放大系數(shù)為3.17(2%阻尼比)[11-12]。加速度峰值為1.0g的標(biāo)準(zhǔn)時(shí)程波(記為S波)如圖10所示，試驗(yàn)輸入采用不同強(qiáng)度等級(jí)地震波激勵(lì)時(shí)，按照比例對(duì)圖10中的地震波進(jìn)行放大或縮小。地震波的加載方向?yàn)閅軸方向，即沿著管母的方向。

改變輸入地震波的地震加速度等級(jí)，分別研究了考慮滑動(dòng)金具滑移的復(fù)合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型。當(dāng)輸入地震波加速度等級(jí)為0.2g、0.3g和0.4g時(shí)，得到了絕緣子根部應(yīng)力、絕緣子頂端和底端加速度、絕緣子頂端相對(duì)位移、滑動(dòng)金具內(nèi)力與時(shí)間曲線、滑動(dòng)金具位移與時(shí)間曲線、滑動(dòng)金具內(nèi)力和位移曲線、管母與滑動(dòng)金具連接處加速度以及相對(duì)位移曲線。其中0.4g時(shí)絕緣子根部應(yīng)力、滑動(dòng)金具內(nèi)力與時(shí)間曲線和滑動(dòng)金具內(nèi)力和位移曲線分別如圖11～圖13所示。

圖10 1.0g標(biāo)準(zhǔn)時(shí)程波Fig.10 1.0g standard time course wave

圖11 支柱絕緣子根部應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.11 Post insulator root stress time history curve

圖12 滑動(dòng)金具內(nèi)力時(shí)程曲線Fig.12 Sliding fitting internal force time history curve

通過(guò)上述分析可知：不同地震加速度等級(jí)作用下，考慮滑動(dòng)金具滑動(dòng)位移的復(fù)合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型，絕緣子根部應(yīng)力、頂端最大加速度和頂端相對(duì)位移分別如表4所示。

從表4中可知，當(dāng)考慮滑動(dòng)金具滑移時(shí)，絕緣子與管母支撐互聯(lián)體系的地震響應(yīng)在地震加速度等級(jí)較小時(shí)呈線性關(guān)系，當(dāng)?shù)卣鸺铀俣鹊燃?jí)增大時(shí)，非線性響應(yīng)較為明顯，絕緣子根部應(yīng)力和絕緣子頂端加速度增大較為明顯。

當(dāng)不同地震加速度等級(jí)地震波作用下，滑動(dòng)金具的地震響應(yīng)如表5所示。

圖13 滑動(dòng)金具內(nèi)力-位移曲線Fig.13 Sliding fitting internal force-displacement curve

表4 絕緣子地震響應(yīng)

表5 滑動(dòng)金具地震響應(yīng)

從滑動(dòng)金具力-位移曲線可以看出，當(dāng)輸入地震波為0.2g和0.3g時(shí)，滑動(dòng)金具力-位移曲線為線性彈簧關(guān)系，此時(shí)滑動(dòng)金具支撐軸并沒(méi)有與支撐板發(fā)生碰撞，滑動(dòng)金具通過(guò)摩擦力耗散能量，當(dāng)輸入地震波為0.4g時(shí)，滑動(dòng)金具最大位移為50 mm，當(dāng)滑動(dòng)位移達(dá)到50 mm時(shí)，彈簧力顯著增大，即滑動(dòng)金具支撐軸與支撐板發(fā)生碰撞，導(dǎo)致金具內(nèi)力急劇增大；同時(shí)從絕緣子地震響應(yīng)可以看出，當(dāng)輸入地震波為0.4g時(shí)，由于滑動(dòng)位移的限制，導(dǎo)致滑動(dòng)金具支撐軸與支撐板發(fā)生碰撞，絕緣子頂端最大加速度和相對(duì)位移均突然增大，增大幅值較為明顯。因此，實(shí)際計(jì)算時(shí)需考慮滑動(dòng)金具的限制位移。

由表4和表5可知，滑動(dòng)金具滑動(dòng)槽長(zhǎng)度不宜小于2(x1,max+x2,max)(x1,max和x2,max為分別為相互連接的兩設(shè)備在地震作用下的最大位移)，以最大限度保證地震作用下滑動(dòng)金具的滑動(dòng)端不與滑動(dòng)槽相撞，減小設(shè)備間的地震耦合效應(yīng)。

將圖5(b)與圖13相比較可知，滑動(dòng)金具力-位移曲線趨勢(shì)是一致的，當(dāng)支撐桿與滑動(dòng)槽發(fā)生碰撞時(shí)，互聯(lián)回路中設(shè)備地震響應(yīng)非線性現(xiàn)象明顯，對(duì)于滑動(dòng)金具在互聯(lián)設(shè)備回路中可簡(jiǎn)化為非線性彈簧來(lái)代替滑動(dòng)金具在互聯(lián)回路中的作用。

3 結(jié)論

(1)通過(guò)對(duì)滑動(dòng)金具進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，可得出滑動(dòng)金具的滑動(dòng)摩擦系數(shù)和力-位移曲線，從而為進(jìn)一步研究滑動(dòng)金具在互聯(lián)設(shè)備回路中的抗震性能提供指導(dǎo)。

(2)在對(duì)帶滑動(dòng)金具的互聯(lián)電氣設(shè)備回路抗震性能計(jì)算時(shí)，需要考慮滑動(dòng)金具的滑動(dòng)位移對(duì)電氣設(shè)備回路抗震性能的影響，滑動(dòng)金具的滑動(dòng)位移對(duì)互聯(lián)電氣設(shè)備頂端的加速度響應(yīng)影響較大，而通常計(jì)算中可將滑動(dòng)金具等效為非線性彈簧，通過(guò)釋放單向位移和單向轉(zhuǎn)動(dòng)的限制以模擬滑動(dòng)金具在實(shí)際電氣設(shè)備回路中與管母的連接。

(3)為減小地震作用下設(shè)備的耦合效應(yīng)，滑動(dòng)金具滑動(dòng)槽長(zhǎng)度不宜小于相連兩設(shè)備在地震作用下位移之和的2倍，以最大限度保證地震作用下滑動(dòng)金具的滑動(dòng)端不與滑動(dòng)槽相撞，減小設(shè)備間的地震耦合效應(yīng)，其中，x1,max和x2,max分別為相互連接的兩設(shè)備在地震作用下的最大位移，其值可通過(guò)抗震計(jì)算分析后得出。