T形高壓斷路器結(jié)構(gòu)模型抗震性能試驗(yàn)及有限元分析

張麗珍，展猛，王社良，陳秀云，楊艷

(1. 黃淮學(xué)院能源工程學(xué)院，河南 駐馬店463000； 2. 黃淮學(xué)院建筑工程學(xué)院，河南 駐馬店463000；3. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安710055)

0 引言

斷路器是一種承載、關(guān)合與開(kāi)斷正?；芈废碌碾娏?，及在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)承載、開(kāi)斷異?；芈废码娏鞯拈_(kāi)關(guān)裝置[1]。其中，電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的制作材料主要是瓷，為脆性材料，其彎曲特性差，再加上斷路器整體形狀很特殊，結(jié)構(gòu)上部重量較大，整體呈細(xì)長(zhǎng)狀，重心較高，法蘭與支持瓷柱連接處的瓷套管根部在地震時(shí)將承受很大的彎矩，因此很可能因?yàn)閺?qiáng)度不足、變形不協(xié)調(diào)而使瓷套管發(fā)生脆斷[2]；另外，地震動(dòng)頻帶在1～10 Hz之間，卓越頻率約為3.3 Hz(對(duì)大量二類(lèi)場(chǎng)地土而言)，而電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的固有頻率與地震波的卓越頻率相近，易產(chǎn)生共振，加劇了電瓷型斷路器設(shè)備的地震破壞。如1964年日本新瀉地震，2臺(tái)168 kV斷路器8根瓷套管在支架處發(fā)生折斷；1976年唐山地震，斷路器的損壞率58%；2003年伊朗Bam地震，4臺(tái)斷路器被震壞；2008年汶川地震，斷路器震壞54臺(tái)[3]。

目前，電瓷型電氣設(shè)備系統(tǒng)抗震性能研究逐漸受到了國(guó)內(nèi)外科研人員的重視，相關(guān)的研究工作也相繼開(kāi)展。曹枚根等采用大型通用有限元分析軟件，對(duì)瓷套管與法蘭連接彎曲剛度計(jì)算系數(shù)開(kāi)展了參數(shù)化建模及動(dòng)力特性分析研究，建立了220 kV瓷柱式SF6斷路器的計(jì)算模型，進(jìn)行了動(dòng)力特性、地震響應(yīng)分析以及阻尼比影響研究[4]。謝強(qiáng)等采用220 kV單極瓷柱式斷路器的足尺寸真型試件進(jìn)行了地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，分析了此斷路器設(shè)備結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性、抗震性能以及支架的受力性能，并綜合評(píng)定了設(shè)備的抗震性能[5]。武勝斌等研究了在沒(méi)有底架AG5條件下典型252 kV瓷柱式斷路器的抗震性能，討論了底架對(duì)瓷柱斷路器固有頻率的影響[6]。Zareei等建立了三相420 kV斷路器結(jié)構(gòu)三維有限元模型，進(jìn)行了三維地震激勵(lì)下斷路器結(jié)構(gòu)的動(dòng)力時(shí)程分析，評(píng)估了該斷路器結(jié)構(gòu)在地震動(dòng)激勵(lì)下的易損性[7]。Alessandri等運(yùn)用模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)采用隔震系統(tǒng)時(shí)電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行了研究[8]。Shah等對(duì)固定支座的電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了安裝/未安裝隔震系統(tǒng)情況下的地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和OpenSees非線性數(shù)值模擬計(jì)算[9]。

本文以典型T形電瓷型組合式高壓斷路器為研究對(duì)象，利用相似比理論設(shè)計(jì)并制作縮尺模型，沿X向、Y向分別進(jìn)行不同地震動(dòng)激勵(lì)下的模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS有限元軟件建立T形典型斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)有限元分析模型，以模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)臺(tái)面實(shí)測(cè)的El Centro波加速度時(shí)程作為地震激勵(lì)對(duì)模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元?jiǎng)恿r(shí)程分析，探討其動(dòng)力特性和地震反應(yīng)規(guī)律，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證有限元建模方法及計(jì)算結(jié)果的正確性，為以后的工程抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型設(shè)計(jì)與制作

以國(guó)產(chǎn)的T形LW15A- 36 3/Y型高壓斷路器結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，設(shè)備總質(zhì)量為1 480 kg，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi)，地震分組為一組，抗震設(shè)防烈度為8 °，設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.20g，特征周期為0.35 s。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀伍L(zhǎng)度相似常數(shù)取Sl=1/4.5，質(zhì)量相似常數(shù)定為Sρ=1/40.5。模型支持瓷柱和絕緣瓷柱采用高強(qiáng)瓷制作，法蘭材料為鋼，與原型相同，取彈性模量相似常數(shù)SE=1，由此推算出加速度相似常數(shù)為Sa=2。確定可控常數(shù)后，其余相似常數(shù)即可通過(guò)相似常數(shù)間的相互關(guān)系進(jìn)行推導(dǎo)得出[10 - 11]。通過(guò)相似原理求得的T形斷路器模型結(jié)構(gòu)各相似常數(shù)如表1所示。

表1 T形斷路器結(jié)構(gòu)相似系數(shù)Tab.1 Similarity coefficient of T-shaped circuit breaker

模型結(jié)構(gòu)由2根支持瓷柱、2根絕緣瓷柱、3個(gè)法蘭連接和1個(gè)底盤(pán)支座組成，經(jīng)合理簡(jiǎn)化后，整體模型如圖1所示，瓷柱之間以及支持瓷柱與底盤(pán)支座之間采用法蘭進(jìn)行連接，底盤(pán)支座與振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面之間通過(guò)螺栓連接。通過(guò)相似比計(jì)算，試驗(yàn)?zāi)Ｐ唾|(zhì)量為24.6 kg，額外配重12 kg，試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)1.05 m，高1.0 m。法蘭材質(zhì)為不銹鋼，瓷柱采用高強(qiáng)瓷，部分構(gòu)件主要尺寸及材料參數(shù)見(jiàn)表2。

圖1 斷路器模型結(jié)構(gòu)Fig.1 Model structure of circuit breaker

表2 斷路器模型結(jié)構(gòu)主要尺寸及材料參數(shù)Tab.2 Primary dimension and material parameters of circuit breaker

在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，結(jié)構(gòu)本身的慣性力是模型結(jié)構(gòu)受到的主要作用，考慮到本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)時(shí)與制作時(shí)采用了和原型結(jié)構(gòu)相同的材料，豎向壓應(yīng)力系數(shù)σr=Er=1， 其中，Er為彈性模量相似常數(shù)。根據(jù)計(jì)算，在模型上添加人工質(zhì)量塊(配重塊)，共計(jì)24個(gè)，每個(gè)配重塊的質(zhì)量為0.5 kg。

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

2.1 地震波選取

參照美國(guó)變電站抗震設(shè)計(jì)規(guī)程IEEE Std- 693—2005[12]與我國(guó)“高壓開(kāi)關(guān)設(shè)備抗震性能試驗(yàn)”GB/T13540—2009[13]標(biāo)準(zhǔn)，選用El Centro波、臺(tái)灣Chi-Chi波以及蘭州人工波3種地震波，如圖2所示。

圖2 地震波加速度曲線Fig.2 Acceleration curve of seismic wave

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)所使用的模擬振動(dòng)臺(tái)系統(tǒng)為“WS-Z50小型精密振動(dòng)臺(tái)系統(tǒng)”，安裝模型時(shí)，首先將底盤(pán)通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面，與臺(tái)面固接；然后將支持瓷柱、絕緣瓷柱依次通過(guò)法蘭進(jìn)行連接固定；最后將人工質(zhì)量塊固定在試件上相應(yīng)位置。試件安裝完成后按照試驗(yàn)方案將加速度傳感器固定于試件上對(duì)應(yīng)的位置，如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b圖Fig.3 Picture of test model Installation

振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面安裝了①號(hào)加速度傳感器，在試件根部(底盤(pán)上部)安裝了②號(hào)加速度傳感器，試件頂部及結(jié)構(gòu)端部安裝了⑤、⑥和⑦號(hào)加速度傳感器，6個(gè)加速度傳感器的布置情況如圖4所示。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Arrangement of measuring points

2.3 加載方案

依據(jù)抗震規(guī)范[14]及加速度相似系數(shù)，將El Centro波、蘭州波和Chi-Chi波的地震峰值加速度(peak ground acceleration, PGA)分別調(diào)幅為0.14g、0.40g和0.80g，在每個(gè)工況前后利用白噪聲對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行掃頻，并分別進(jìn)行X、Y方向的單向激勵(lì)，指定垂直于模型結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)軸進(jìn)行地震波輸入激勵(lì)時(shí)為X向激勵(lì)，模型坐標(biāo)方向的指定如圖3所示。加載時(shí)，首先進(jìn)行X方向的地震波輸入，其次進(jìn)行Y方向的地震波輸入。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.4.1 動(dòng)力特性分析

歷次白噪聲激勵(lì)時(shí)測(cè)得的模型結(jié)構(gòu)的自振頻率見(jiàn)表3。可見(jiàn)，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程模型結(jié)構(gòu)的頻率沒(méi)有發(fā)生明顯變化，模型內(nèi)部剛度無(wú)明顯下降，結(jié)構(gòu)模型在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中未發(fā)生破壞。

表3 斷路器模型自振頻率Tab.3 Natural frequency of circuit breaker modelHz

2.4.2 動(dòng)力反應(yīng)分析

斷路器模型結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)分別在X、Y向地震動(dòng)單向激勵(lì)下的最大加速度反應(yīng)和模型各關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)最大加速度值相對(duì)于臺(tái)面實(shí)際輸入的動(dòng)力放大系數(shù)如表4和表5所示，斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部X方向El Centro波激勵(lì)下的加速度時(shí)程曲線如圖5所示?？梢钥闯?，輸入的地震波相同且加速度峰值相同時(shí)，支持瓷柱根部的加速度放大系數(shù)最小，絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)最大。同一條地震波激勵(lì)下，支持瓷柱根部、設(shè)備頂部和絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)隨峰值加速度的增大而增大。斷路器模型結(jié)構(gòu)的絕緣瓷柱端部加速度反應(yīng)最大，X向激勵(lì)下最大值為2.707，Y向激勵(lì)下最大值為2.41。斷路器結(jié)構(gòu)在Y向激勵(lì)下的加速度放大系數(shù)較X向激勵(lì)大，結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱在地震中的加速度響應(yīng)值均大于支持瓷柱。這表明單軸對(duì)稱(chēng)的斷路器模型結(jié)構(gòu)在受到平行于對(duì)稱(chēng)面激勵(lì)的地震作用時(shí)更易發(fā)生破壞，且該方向地震波激勵(lì)下結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱更有可能發(fā)生破壞。

表4 X方向激勵(lì)下加速度響應(yīng)峰值及動(dòng)力放大系數(shù)Tab.4 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for X direction

表5 Y方向激勵(lì)下的加速度響應(yīng)峰值及動(dòng)力放大系數(shù)Tab.5 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for Y direction

圖5 絕緣瓷柱端部的加速度時(shí)程曲線Fig.5 Acceleration time history curve at the end of insulated porcelain column

2.4.3 位移反應(yīng)結(jié)果與分析

對(duì)試驗(yàn)中模型結(jié)構(gòu)各測(cè)點(diǎn)測(cè)得的加速度時(shí)程結(jié)果進(jìn)行積分分析，可以得到各測(cè)點(diǎn)的位移響應(yīng)峰值，見(jiàn)表6和表7。T形斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部在El Centro波X方向激勵(lì)下的位移時(shí)程曲線如圖6所示。

圖6 絕緣瓷柱端部的位移時(shí)程曲線Fig.6 Displacement time history curve at the end of insulated porcelain column

可以看出，斷路器模型結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)規(guī)律與加速度反應(yīng)一致，其在X方向激勵(lì)下0.80g的蘭州波時(shí)位移反應(yīng)最大，為15.9 mm；Y方向激勵(lì)下0.80g的Chi-Chi波位移反應(yīng)最大，為24.5 mm，均發(fā)生在結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部，而在實(shí)際工程應(yīng)用中該位置需與其他電氣設(shè)備連接[15]，故在設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)采取一定的措施對(duì)結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)進(jìn)行控制，防止結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱由于設(shè)備間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)而遭受損壞。

3 有限元分析

3.1 有限元建模

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，構(gòu)件尺寸按照模型結(jié)構(gòu)實(shí)際尺寸確定，采用ABAQUS有限元軟件建立T形斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)有限元分析模型，以模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)臺(tái)面實(shí)測(cè)的El Centro波加速度時(shí)程作為地震激勵(lì)沿X方向?qū)δＰ徒Y(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元?jiǎng)恿r(shí)程分析，研究其動(dòng)力特性和地震反應(yīng)，并與試驗(yàn)所得結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證有限元建模方法及計(jì)算結(jié)果的正確性。

本模型中瓷套管與法蘭采用膠裝連接，該連接方式不可能完全將法蘭與瓷套管密封粘合，因此，建立有限元模型時(shí)不能按理想的固結(jié)考慮。為使有限元模型盡可能與實(shí)際試驗(yàn)情況相符，建立模型時(shí)應(yīng)考慮法蘭與瓷套管之間的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，并將連接節(jié)點(diǎn)視作柔性節(jié)點(diǎn)考慮連接處的彎曲剛度，同時(shí)根據(jù)《GB 50260—2013電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算法蘭與瓷套管膠裝時(shí)的彎曲剛度。另外，瓷柱選六面體單元，即C3D8R單元，法蘭均采用殼單元，即S8R單元，采用掃掠網(wǎng)格劃分方式建立了模型結(jié)構(gòu)的ABAQUS有限元模型，如圖7所示。

圖7 斷路器模型結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.7 Finite element model of circuit breaker model structure

3.2 有限元結(jié)果分析與比較

3.2.1 動(dòng)力特性

表8給出了斷路器模型結(jié)構(gòu)一階頻率和二階頻率的試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)構(gòu)對(duì)比，可以看出，二者較為接近，相對(duì)誤差分別為13.2%和6.4%。

表8 斷路器結(jié)構(gòu)自振頻率對(duì)比Tab.8 Comparison of natural vibration frequency of circuit breaker

3.2.2 動(dòng)力響應(yīng)分析

對(duì)T形斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的有限元模型進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析計(jì)算，得到斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)支持瓷柱根部、設(shè)備頂部與絕緣瓷柱端部的加速度響應(yīng)和位移響應(yīng)峰值，并與模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行比較分析，如表9和表10所示。圖8給出了斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部的部分動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程對(duì)比曲線。可以看出，T形斷路器模型結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)峰值的最大誤差為9.2%，位移響應(yīng)峰值的最大誤差為14.3%。由于有限元分析中，模型簡(jiǎn)化、連接部位近似處理、理想化材料模型以及網(wǎng)格選擇和劃分等因素，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果必然會(huì)有一定的誤差。綜合來(lái)看，雖然頻率和動(dòng)力響應(yīng)誤差均達(dá)到了10%左右，但在不同峰值加速度下，模型結(jié)構(gòu)由有限元與試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部的地震響應(yīng)峰值出現(xiàn)的時(shí)間、頻率基本相同，曲線的變化趨勢(shì)相近，由此可知斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)由有限元計(jì)算和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部動(dòng)力響應(yīng)基本吻合。

表9 斷路器加速度響應(yīng)峰值對(duì)比Tab.9 Comparison of peak acceleration response of circuit breaker

表10 斷路器位移響應(yīng)峰值對(duì)比Tab.10 Comparison of displacement response peaks of circuit breaker

圖8 有限元與試驗(yàn)結(jié)果之間的動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比曲線Fig.8 Comparison curve of dynamic response between finite element and test results

3.2.3 支持瓷柱根部應(yīng)力分析

斷路器模型結(jié)構(gòu)在不同峰值加速度下的應(yīng)力云圖如圖9所示。通過(guò)計(jì)算可知，模型結(jié)構(gòu)較大應(yīng)力響應(yīng)發(fā)生在支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。這說(shuō)明T形斷路器模型結(jié)構(gòu)在水平向地震動(dòng)激勵(lì)下的薄弱部位為結(jié)構(gòu)下部支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。

圖9 斷路器應(yīng)力云圖Fig.9 Stress nephograms of circuit breaker

4 結(jié)論

以某公司生產(chǎn)的T形LW15A- 363/Y瓷柱式高壓斷路器結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，制作了縮尺比例為1/4.5的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，分別沿X向和Y向?qū)ζ溥M(jìn)行了不同PGA下的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。同時(shí)采用掃掠網(wǎng)格劃分方式建立了試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的ABAQUS有限元模型，分析了El Centro波X向激勵(lì)下的地震響應(yīng)規(guī)律，并與試驗(yàn)對(duì)比。結(jié)論如下。

1)同一條地震波激勵(lì)下，隨峰值加速度的增大，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)模型的動(dòng)力反應(yīng)不斷增大；同一條地震波且PGA相同時(shí)，支持瓷柱根部的地震響應(yīng)最小，絕緣瓷柱端部的地震響應(yīng)最大；由于單軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)在平面內(nèi)外的剛度差異較大，Y向地震激勵(lì)下的地震反應(yīng)大于X向，結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱的地震響應(yīng)大于支持瓷柱。

2)斷路器模型結(jié)構(gòu)的絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)和位移響應(yīng)最大。對(duì)于加速度放大系數(shù)，X向激勵(lì)下最大值為2.707，Y向激勵(lì)下最大值為2.41；對(duì)于位移響應(yīng)，X方向激勵(lì)下最大值為15.9 mm，Y方向激勵(lì)下最大值為24.5 mm。單軸對(duì)稱(chēng)斷路器模型結(jié)構(gòu)在受到平行于對(duì)稱(chēng)面激勵(lì)的地震作用時(shí)更易發(fā)生破壞，且該方向上的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱更有可能發(fā)生破壞。

3)由于位移響應(yīng)峰值均出現(xiàn)在斷路器結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部，而在實(shí)際工程應(yīng)用中需通過(guò)導(dǎo)線需與其他電氣設(shè)備在該位置處進(jìn)行連接，故需在設(shè)計(jì)過(guò)程中采取一定的措施對(duì)結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)進(jìn)行控制，防止結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱由于設(shè)備間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)而遭受損壞。

4)由模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和有限元計(jì)算得到的自振頻率的最大誤差為13.2%，加速度響應(yīng)峰值的最大誤差為9.2%，位移響應(yīng)峰值的最大誤差為14.3%，二者誤差在合理范圍內(nèi)，說(shuō)明有限元計(jì)算模型的正確性。另外通過(guò)應(yīng)力計(jì)算可知，斷路器模型結(jié)構(gòu)在水平向地震動(dòng)激勵(lì)下的薄弱部位為結(jié)構(gòu)下部支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。