吳星霞, 鄭山鎖, 劉曉航, 楊 豐, 李永明
(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,西安 710055;2.西安建筑科技大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710055;3.中國(guó)啟源工程設(shè)計(jì)研究院有限公司,西安 710055)
近年來(lái)在國(guó)內(nèi)外歷次地震中,變電站高壓電氣設(shè)備的瓷柱構(gòu)架絕緣子頻繁發(fā)生斷裂事故。2008年汶川地震[1-2]及余震先后導(dǎo)致電網(wǎng)系統(tǒng)高壓變電站中支柱類(lèi)瓷套管設(shè)備和變壓器等高壓電氣設(shè)備遭到了嚴(yán)重?fù)p失,據(jù)統(tǒng)計(jì),絕緣子斷裂等造成的電力設(shè)備損失導(dǎo)致90座變電站停運(yùn),地震造成了超過(guò)120億元的巨額經(jīng)濟(jì)損失。支柱瓷絕緣子的斷裂等其他電氣設(shè)備的破壞還可能造成電擊或砸傷等事故,危機(jī)人生安全[3-4]。在2004年國(guó)家電網(wǎng)公司曾通報(bào)過(guò)2起支柱瓷絕緣子斷裂導(dǎo)致的觸電身亡事故[5]。在2007年[6],日本發(fā)生了6.8級(jí)地震。該地震造成某核電站的一臺(tái)變壓器瓷套管漏油事故,造成了該核電站發(fā)生了嚴(yán)重的火災(zāi)。總之,作為變電站重要的基本構(gòu)件材料之一,電氣設(shè)備的穩(wěn)定性很大程度上取決于絕緣子的的穩(wěn)定性與抗震能力。絕緣子的損壞給高壓電氣設(shè)備乃至電力系統(tǒng)正常運(yùn)行產(chǎn)生嚴(yán)重影響,造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失[7]。通常要求變電站的絕緣子在地震作用下具有較高的穩(wěn)定性[8-9],因此有必要對(duì)變電站絕緣子抗震能力進(jìn)行全面評(píng)估。
目前,國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)變電站含絕緣子組件的電氣設(shè)備機(jī)械特性和抗震性能等方面進(jìn)行了大量的研究工作[10-15]。Paolacci等[16]對(duì)380 kV隔離開(kāi)關(guān)的組件絕緣子進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),結(jié)果表明在地震作用下,隔離開(kāi)關(guān)的絕緣子部位及瓷柱與鋁合金法蘭連接處較容易損壞。Günay等[17]評(píng)估了隔離開(kāi)關(guān)支承結(jié)構(gòu)的阻尼和剛度對(duì)兩種不同絕緣子材料響應(yīng)的影響。馬艷枝[18]研究了靜力加載過(guò)程中,探討了絕緣子瓷柱底部膠裝層脫黏導(dǎo)致變電站絕緣子的破壞發(fā)生情況;Ohyama等[19]對(duì)東日本大地震變電站的隔離開(kāi)關(guān)破壞形態(tài)進(jìn)行了分析,并基于300 kV變電站隔離開(kāi)關(guān)中旋轉(zhuǎn)絕緣子材料的損害,提高絕緣子材料的分析精度,建立了單極結(jié)構(gòu)隔離開(kāi)關(guān)的分析技術(shù)。Paolacci等[20]分析了斷開(kāi)開(kāi)關(guān)部件(陶瓷,接頭等)的易損性曲線(xiàn),探討了設(shè)備的機(jī)械特性。
目前對(duì)絕緣子構(gòu)件的研究主要針對(duì)某個(gè)具體電氣設(shè)備和單個(gè)絕緣子的損傷過(guò)程。但是絕緣子自身的性能參數(shù)對(duì)其抗震性能同樣至關(guān)重要。因此,本文結(jié)合我國(guó)JEAG 5003—1980《電氣設(shè)備抗震設(shè)計(jì)指南》[21]、GB 50260—1996《電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[22]及IEEE Std 693—2005《國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)》[23],對(duì)戶(hù)外變電站部分支柱絕緣子的抗震能力展開(kāi)了全面的研究分析。變電站中絕緣子要承受不同線(xiàn)路的重量,因此本文擬變軸壓比試驗(yàn)就是模擬實(shí)際環(huán)境下不同線(xiàn)路的重量的絕緣子,從而對(duì)不同軸壓比的絕緣子抗震性能研究具有實(shí)際工程意義。根據(jù)線(xiàn)路絕緣子在變電站中承受管型母線(xiàn),軟母線(xiàn)和設(shè)備重量等荷載的大致范圍,結(jié)合軸壓比公式,推導(dǎo)出軸壓比合理取值為0.1、0.2、0.3。本文具體以高度、絕緣子數(shù)量和軸壓比為主要變化參數(shù),開(kāi)展了6組絕緣子試件的擬靜力加載試驗(yàn)。然后基于試驗(yàn)建立了相應(yīng)的絕緣子低周循環(huán)荷載作用下的有限元模型,從而給出了絕緣子出廠(chǎng)設(shè)計(jì)等方面的建議。
本試驗(yàn)擬設(shè)計(jì)制作6組不同高度、不同軸壓比、不同絕緣子拼裝數(shù)量的絕緣子試件,選取110 kV,220 kV變電站常見(jiàn)的ZSW-110,ZSW-220型變電站支柱絕緣子作為研究對(duì)象,如圖1所示為絕緣子試件的幾何尺寸,表1為試件的詳細(xì)參數(shù)。每個(gè)支柱絕緣子試件由單節(jié)絕緣子或兩節(jié)絕緣子上下拼裝組成,兩節(jié)瓷柱通過(guò)4顆直徑12 mm的高強(qiáng)螺栓連接,瓷柱橫截面為圓形。試件變化參數(shù)為高度(h=2 300 mm、2 350 mm、2 400 mm,其中試件法蘭高度相同,瓷柱高度不同),軸壓比(n=0.1、0.2、0.3),及絕緣子拼裝個(gè)數(shù)。軸壓比n=N0/fkA,N0為施加給絕緣子柱的恒定軸力,fk為絕緣子截面的抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值,A為絕緣子柱橫截面面積。
圖1 試件尺寸Fig.1 Size of specimens
表1 絕緣子擬靜力試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of insulator pseudo-static tests pecimens
在變電站中,支柱絕緣子豎立在鋼支架上,底部通過(guò)8顆直徑18 mm的高強(qiáng)螺栓與支撐支架固定連接。支柱絕緣子主體為瓷質(zhì)材料,每節(jié)絕緣子兩端通過(guò)膠裝的方式套有鋁合金套頭。支柱絕緣子的安全工作荷載為12 kN·m[24]。試驗(yàn)前將兩節(jié)絕緣子拼裝后通過(guò)鋼板固定在被限制位移的地梁上。通過(guò)設(shè)置一臺(tái)液壓千斤頂在絕緣子頂部從而對(duì)其施加豎向荷載。柱頂?shù)椭芡鶑?fù)水平荷載采用50T作動(dòng)器分級(jí)施加。作動(dòng)器固定在反力架上,保持水平并且與絕緣子頂部高度一致,前部加載段向前伸展10 cm,并通過(guò)鋼箍連接絕緣子頂部。試驗(yàn)結(jié)構(gòu)及現(xiàn)場(chǎng)如圖2所示。在加載過(guò)程中,試件的荷載-位移滯回曲線(xiàn)可由電液伺服加載系統(tǒng)自動(dòng)采集獲得,同時(shí)在剛性?shī)A具上布置一個(gè)位移計(jì)進(jìn)行校核。
(a) S1
(b) S2圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test loading device
本試驗(yàn)絕緣子試件通過(guò)鋼板連接件豎向固定在地梁上的方式,對(duì)其進(jìn)行位移控制的擬靜力加載。帶有滾動(dòng)裝置的豎向液壓千斤頂通過(guò)滾軸支座固定于門(mén)架上對(duì)絕緣子試件頂部施加豎向軸力,保證其在水平加載時(shí)能隨著試件移動(dòng)而自由滑動(dòng),從而使豎向力始終在鉛直方向,可以減少由于試件變形引起的千斤頂頂部支承的水平摩擦力。絕緣子試件水平往復(fù)荷載由傳感器控制的電液伺服作動(dòng)器施加,同時(shí)各測(cè)量?jī)x器與數(shù)據(jù)采集儀連接,在加載過(guò)程中自動(dòng)獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)過(guò)程中,分別對(duì)絕緣子試件進(jìn)行預(yù)加載和正式加載。對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載和卸載的主要目的在于消除連接底板、加載面間隙的影響,消除絕緣子受力的不均勻性,并檢查試驗(yàn)裝置以及各測(cè)量?jī)x器能否正常工作[25]。試件破壞前的加載制度:以1 mm,2 mm,3 mm,4 mm的位移限值加載到5 mm,后以8 mm,11 mm,14 mm等位移限制加載到試件破壞明顯,試件開(kāi)裂后以每10 mm一級(jí)別加載到試件完全失去承載能力。加載系統(tǒng)及加載制度如圖3和圖4所示。
1.反力梁;2.門(mén)式鋼架;3.反力墻;4.千斤頂;5.絕緣子;6.鋼箍夾頭;7.鋼板;8.地梁;9.作動(dòng)器圖3 加載系統(tǒng)Fig.3 Loading system
圖4 加載制度Fig.4 Loading system diagram
本次試驗(yàn)主要量測(cè)內(nèi)容有:試件加載端水平荷載及位移、試件轉(zhuǎn)角、裂縫發(fā)生的位置及尺寸。其中水平荷載和位移為作動(dòng)器作用的荷載和位移,試件轉(zhuǎn)角為作動(dòng)器同平面的瓷柱根部傘裙兩個(gè)位移計(jì)記錄的數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)處理得到。
大部分試件的破壞都是發(fā)生在絕緣子瓷柱底部和鋁合金底座的膠狀部位,S3試件的破壞狀態(tài)如圖5所示。
圖5 試驗(yàn)擬靜力加載試驗(yàn)Fig.5 Test pseudo-static loading test
圖6給出了S0-S5試件水平荷載作用后的破壞狀態(tài)圖,S0和S3的破壞現(xiàn)象為絕緣子底部法蘭和絕緣子瓷柱連接處的膠狀斷裂。S1為在作動(dòng)器拉的過(guò)程中,發(fā)生較大的轉(zhuǎn)動(dòng)彎曲,導(dǎo)致絕緣子發(fā)生豎向開(kāi)裂將瓷柱劈裂成兩半,最終導(dǎo)致受壓側(cè)的瓷柱斷裂脫落。S2絕緣子瓷柱底部斷裂,傘裙和瓷柱根部部分產(chǎn)生斜裂縫,這是由于在拉壓過(guò)程中絕緣子瓷柱底部產(chǎn)生的彎矩最大,導(dǎo)致底部瓷柱開(kāi)裂。S4絕緣子瓷柱的破壞狀態(tài)表現(xiàn)為絕緣子瓷柱與底部法蘭脫黏,絕緣子底部傘裙開(kāi)裂脫落。S5絕緣子在拉壓過(guò)程中產(chǎn)生從絕緣子底部開(kāi)裂的橫向裂縫,由于絕緣子底部受到的彎矩最大,導(dǎo)致絕緣子底部最先開(kāi)裂。
(a) S0
(b) S1
(c) S2
(d) S3
(e) S4
(f) S5圖6 試件破壞狀態(tài)圖Fig.6 Failure modes of specimens
總體來(lái)看,試驗(yàn)的破壞過(guò)程相似,這里以S3試件為例來(lái)概述總體破壞過(guò)程:加載初期,絕緣子試件因作動(dòng)器施加的荷載較小從而位移變化較小,試件仍處于彈性工作狀態(tài),絕緣子試件表面沒(méi)有明顯的變形和裂縫;加載到28 mm時(shí),試件底部鋁合金法蘭與絕緣子瓷柱連接處出現(xiàn)掉白色渣粉的現(xiàn)象,反向加載至28 mm時(shí),絕緣子試件底部出現(xiàn)裂紋并伴隨吱吱咯咯聲音。正向加載到33 mm時(shí),試件突然出現(xiàn)劇烈的開(kāi)裂聲,隨即數(shù)據(jù)采集儀上顯示作動(dòng)器的力突然下降。破壞后,絕緣子試件底部鋁合金法蘭與瓷體連接處出現(xiàn)寬約2 mm的水平裂縫,絕緣子試件底部裂縫隨著加載位移增加亦不斷變寬,加載到68 mm時(shí),停止加載,此時(shí)作動(dòng)器的力接近0,試驗(yàn)宣告結(jié)束,試件喪失承載能力。
圖7所示為各試件實(shí)測(cè)水平荷載-柱頂水平位移(P-Δ)滯回曲線(xiàn)。試驗(yàn)先進(jìn)行正向加載(試件受推)而后進(jìn)行負(fù)向加載(試件受拉),記試件受推時(shí)位移為正,受拉時(shí)位移為負(fù)。由圖7可見(jiàn):①大部分絕緣子試件的滯回曲線(xiàn)均呈現(xiàn)為較為狹窄的梭形,表明絕緣子抗震耗能能力比較弱;②在絕緣子試件開(kāi)裂前的加載前期,滯回曲線(xiàn)的斜率較為陡峭,試件變形恢復(fù)迅速,滯回曲線(xiàn)的加卸載路徑基本重合;③根據(jù)圖10(a),一根絕緣子試件的累計(jì)耗能比兩根絕緣子累計(jì)耗能曲線(xiàn)增長(zhǎng)速度更加顯著,且加載到峰值荷載后試件突然開(kāi)裂,加載到絕緣子上的荷載急劇下降,試件基本失去承載能力,表明絕緣子之間的鋁合金連接件在加載過(guò)程中增加了試件的耗能能力;④絕緣子高度對(duì)滯回曲線(xiàn)的形狀有顯著影響,隨著絕緣子高度的增加,滯回曲線(xiàn)梭形逐漸變?yōu)楠M窄,表明試件高度較高的絕緣子試件耗能顯著下降;⑤隨著軸壓比的增加,絕緣子試件的極限承載力增加、極限位移及耗能能力逐漸減小,滯回曲線(xiàn)的飽滿(mǎn)程度顯著降低。
根據(jù)破壞現(xiàn)象可以看出,破壞一般都是從試件根部彎矩最大處開(kāi)始,試件根部絕緣子瓷柱轉(zhuǎn)角過(guò)大并且傘裙與下部鋁制法蘭相互擠壓,試件從根部開(kāi)始出現(xiàn)裂紋,開(kāi)裂導(dǎo)致水平荷載急劇減小,開(kāi)裂后水平裂縫數(shù)量增長(zhǎng)減小。破壞時(shí)試件受壓區(qū)陶瓷酥碎,破壞特征更加明顯。對(duì)于一根絕緣子的試件,試件的高度為兩根絕緣子的試件的1/2。不考慮絕緣子試件之間連接法蘭的作用,由結(jié)構(gòu)力學(xué)可知[26],對(duì)于一端固定一端滑動(dòng)的桿件,試件材性和截面面積不變時(shí),試件剛度為K=12EI/l3,一根絕緣子試件的剛度為兩根絕緣子試件剛度的8倍,根據(jù)公式F=KΔ,表明同一級(jí)別位移下所需要力與剛度成正比,即:F1/F2=8,其中,K、Δ、F1、F2分別試件剛度、試件頂部位移、相同位移級(jí)別S1的水平荷載,S5的水平荷載。如圖7(a)、(f)所示分別為一根絕緣子試件S1和兩根絕緣子試件S5的滯回曲線(xiàn),當(dāng)加載到位移級(jí)別為17 mm時(shí),S1和S5的荷載分別為24.26 kN和4.32 kN,實(shí)際得到的F1/F2<8,也就是S5的實(shí)際剛度大于理論值,分析原因是絕緣子之間的連接法蘭增加了試件的剛度。
(a) S0
(b) S1
(c) S2
(d) S3
(e) S4
(f) S5圖7 試件滯回曲線(xiàn)Fig.7 Force-displacement responses of specimens
對(duì)比不同高度的絕緣子試件S2、S3和S4,如圖7所示,S2,S3和S4的峰值荷載分別為6.06 kN,6.01 kN,5.61 kN,表明隨著絕緣子高度增加,加載峰值荷載減??;開(kāi)裂后絕緣子底部橫向裂縫的發(fā)展速率加快,裂縫寬度在開(kāi)裂后迅速增大,最終破壞時(shí)試件的彎曲破壞特征更加顯著,其原因?yàn)榻^緣子高度的增加導(dǎo)致其剛度減小,進(jìn)而造成其抗彎性能不斷劣化。
試件高度和絕緣子數(shù)量相同時(shí),對(duì)比不同軸壓比試件的破壞現(xiàn)象,當(dāng)軸壓比較大時(shí)(n=0.3),S5試件加載到破壞時(shí)絕緣子瓷柱部分與底部法蘭連接處出現(xiàn)了水平裂紋與部分豎向裂紋,且根部傘裙呈現(xiàn)出脆性斷裂,如圖6(f)所示;當(dāng)軸壓比適中時(shí)(n=0.2),S2試件底部區(qū)域出現(xiàn)了水平裂縫與貫通的豎向裂縫,S2試件底部區(qū)域呈現(xiàn)出明顯脆性,如圖6(c)所示;當(dāng)軸壓比較小時(shí)(n=0.1),如圖6(a)所示,S0試件底部絕緣子與法蘭連接處出現(xiàn)寬度較小的水平裂紋,未出現(xiàn)明顯脆性。軸壓比較大的絕緣子試件開(kāi)裂時(shí)柱頂水平荷載相對(duì)較大,且開(kāi)裂后水平裂縫的發(fā)展速率較快,長(zhǎng)度較長(zhǎng),表明軸壓力能夠加速試件裂縫的產(chǎn)生并一定程度加速裂縫開(kāi)展。
骨架曲線(xiàn)由滯回曲線(xiàn)中同向(推或拉)各次加載的荷載極值點(diǎn)依次相連得到,如圖8所示。在所有骨架曲線(xiàn)中,試件破壞前拉伸和壓縮區(qū)間各近似為一段拋物線(xiàn),破壞后試件的荷載極值點(diǎn)直線(xiàn)下降。如圖8(a)中,當(dāng)位移小于5 mm時(shí),試件S1的骨架曲線(xiàn)接近斜直線(xiàn),表明此時(shí)絕緣子試件處于彈性變形階段。位移達(dá)到5 mm后,曲線(xiàn)的斜率逐漸變得平緩,表明絕緣子的剛度開(kāi)始退化。直至位移為17 mm時(shí),此時(shí)達(dá)到絕緣子試件的峰值荷載并發(fā)生斷裂破壞,骨架曲線(xiàn)急劇下降,絕緣子試件喪失承載能力。
(a) 絕緣子個(gè)數(shù)不同時(shí)骨架圖
(b) 軸壓比不同時(shí)骨架圖
(c) 高度不同時(shí)骨架圖圖8 骨架曲線(xiàn)對(duì)比Fig.8 Comparison of skeleton curve
不同絕緣子拼裝數(shù)量下試件的骨架曲線(xiàn)對(duì)比圖如圖8(a)所示。在試件破壞之前,如位移為11 mm時(shí)S1和S5的極限荷載分別為18.34 kN、3.06 kN,整體來(lái)看同一位移級(jí)別下,絕緣子試件S5的極限荷載小于S1,表明試件的承載力隨著絕緣子拼裝數(shù)量的增加而減小。S1試件破壞時(shí)的柱端水平位移小于S5的位移,表明絕緣子的變形能力隨著絕緣子拼裝數(shù)量的增加而增加。圖8(b)為軸壓比不同時(shí)的絕緣子試件骨架曲線(xiàn)圖,可以看到隨著軸壓比的增加,同位移級(jí)別下試件極限荷載逐漸增加,且破壞時(shí)的柱端水平位移減小,說(shuō)明絕緣子試件的變形能力隨著試件的軸壓比的增加而減小。圖8(c)為不同高度絕緣子骨架曲線(xiàn)的對(duì)比,加載前期,兩骨架曲線(xiàn)基本重合,曲線(xiàn)增勢(shì)變緩后,隨著絕緣子高度的增加,同位移級(jí)別下骨架曲線(xiàn)極限荷載逐漸增加,如位移為20 mm時(shí)S2、S3和S4的極限荷載分別為4.71 kN、4.37 kN和4.34 kN,這表明隨著絕緣子高度的增加,絕緣子極限承載力逐漸降低。
剛度退化是結(jié)構(gòu)抗震性能發(fā)生退化的一個(gè)主要因素,根據(jù)各循環(huán)試驗(yàn)所測(cè)得荷載和位移結(jié)果得出割線(xiàn)剛度[27]和水平位移的關(guān)系曲線(xiàn),其表達(dá)式為
(1)
式中:Ki為絕緣子試件每級(jí)循環(huán)加載的等效剛度;Pi,Δi分別為試件第i次加載的峰值荷和峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移,+,-號(hào)分別表示正、反方向加載。
如圖9所示為各絕緣子試件的剛度退化曲線(xiàn),總體上看,各絕緣子試件的剛度退化趨勢(shì)相似,在同級(jí)位移控制加載下,隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加絕緣子剛度呈衰減量較小的衰減趨勢(shì),表明絕緣子抗側(cè)移能力較強(qiáng)。絕緣子剛度在試驗(yàn)加載前期退化速度較快,隨著加載位移的增大,試件剛度退化速度有所下降并逐漸趨于平緩。加載到峰值荷載時(shí),各絕緣子的剛度突然直線(xiàn)下降,繼續(xù)加載至試件的剛度退化到幾乎為零。圖9(a)為試件絕緣子拼裝數(shù)量不同時(shí)的剛度退化曲線(xiàn),開(kāi)裂前,S1的剛度顯著高于S5試件,加載過(guò)程中S5絕緣子試件的剛度退化曲線(xiàn)較平緩,S1剛度退化較快,同級(jí)別位移循環(huán)加載,S1剛度衰減量較S5更大;開(kāi)裂后,S1試件剛度急速退化到兩根絕緣子剛度以下S5試件以下,說(shuō)明兩根絕緣子試件中連接法蘭在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中耗散了大量能量。
(a) 絕緣子個(gè)數(shù)不同時(shí)剛度退化圖
(b) 絕緣子軸壓比不同時(shí)剛度退化圖
(c) 絕緣子拼裝數(shù)量不同時(shí)剛度退化圖圖9 剛度退化曲線(xiàn)對(duì)比Fig.9 Comparison of stiffness degradation curves
圖9(b)為軸壓比不同時(shí)的絕緣子剛度退化曲線(xiàn),隨著加載位移的增加各曲線(xiàn)呈下降趨勢(shì)。隨著絕緣子試件的軸壓比增大,初始剛度增大,加載過(guò)程中剛度退化速率越快,表現(xiàn)為其剛度退化曲線(xiàn)與軸壓比較小試件的剛度退化曲線(xiàn)出現(xiàn)交點(diǎn)。圖9(c)顯示了絕緣子高度不同時(shí)剛度退化曲線(xiàn),在加載過(guò)程中,隨著試件高度增加,相同位移級(jí)別下剛度逐漸減小。當(dāng)試件出現(xiàn)裂紋時(shí),剛度曲線(xiàn)直線(xiàn)下降,剛度退化現(xiàn)象尤為顯著;在加載后期各試件裂紋充分發(fā)展且均破壞嚴(yán)重,剛度退化曲線(xiàn)基本重合。
耗能能力是指試件吸收能量的能力,試件的P-Δ滯回曲線(xiàn)形狀越狹窄、包圍的面積越小表明試件的耗能能力越弱。為定量分析不同高度,絕緣子數(shù)量及軸壓比的絕緣子構(gòu)件耗能能力的變化規(guī)律。本文采用累積滯回耗能Esum為性能指標(biāo),其計(jì)算方法為如下
(2)
式中,Ei為第i圈試件的滯回耗能。
絕緣子試件的累積耗能與加載循環(huán)次數(shù)、高度、絕緣子數(shù)量以及軸壓比均有一定的相關(guān)性,如圖10所示。具體表現(xiàn)為:軸壓比相同時(shí),兩根絕緣子試件的累計(jì)耗能總是低于一根絕緣子,如圖10(a)所示,隨著加載圈數(shù)的增加,絕緣子的累計(jì)耗能能力增加明顯,S1試件發(fā)生開(kāi)裂后,試件耗能能力減弱,在27圈時(shí),絕緣子發(fā)生開(kāi)裂,絕緣子承載能力顯著降低,隨后隨著絕緣子圈數(shù)的增加,絕緣子發(fā)生累計(jì)耗能曲線(xiàn)變緩;隨著絕緣子高度的增加,各試件累積滯回耗能呈減小趨勢(shì);絕緣子數(shù)量和高度相同時(shí),隨著軸壓比的增大,累積耗能E亦逐漸降低。
(a) 絕緣子個(gè)數(shù)不同時(shí)累計(jì)耗能圖
(b) 絕緣子軸壓比不同時(shí)累計(jì)耗能圖
(c) 絕緣子高度不同時(shí)累計(jì)耗能圖圖10 累積耗能曲線(xiàn)Fig.10 Cumulative energy dissipation curve
在水平荷載作用下,絕緣子的典型破壞形式一般包括試件絕緣子連接件彎曲變形、絕緣子瓷柱和鋁合金法蘭膠狀脫黏和絕緣子瓷柱水平斷裂。加載過(guò)程中,絕緣子破壞的過(guò)程伴隨著水平裂縫的發(fā)展,最終表現(xiàn)出彎曲破壞,因此在加載過(guò)程中的本節(jié)關(guān)注不同性能能參數(shù)下試件的轉(zhuǎn)角-力矩關(guān)系。
假設(shè)試驗(yàn)過(guò)程中轉(zhuǎn)角變形主要集中在絕緣子根部,如圖11所示,根據(jù)幾何關(guān)系及數(shù)據(jù)采集儀對(duì)試件根部傘裙所設(shè)的垂直位移計(jì)所采集的數(shù)據(jù),從而計(jì)算絕緣子根部轉(zhuǎn)角變形。如圖11所示:h=h1+h2,θ=h/L其中:h為瓷柱豎向相對(duì)移動(dòng)的總高度,h1為位移計(jì)所測(cè)左側(cè)絕緣子最底部傘裙豎向位移,h2為位移計(jì)所測(cè)的右側(cè)絕緣子最底部傘裙豎向位移,L為左右豎向位移計(jì)的水平距離,θ為瓷柱轉(zhuǎn)角。
圖11 試件轉(zhuǎn)角計(jì)算示意圖Fig.11 Calculation diagram of shear displacement
實(shí)驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)作動(dòng)器正反方向上試件底部傘裙的垂直位移計(jì)測(cè)量的數(shù)據(jù),處理得出的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系。以S5試件為例,如圖12所示:結(jié)果表明,各試件底部接頭的滯回規(guī)則相似,接頭在破壞時(shí)的旋轉(zhuǎn)大致為3×10-3rad。最后由于試件絕緣子和底部鋁合金底座連接處的旋轉(zhuǎn)機(jī)制,可知絕緣子底部存在明顯的擠壓效應(yīng),會(huì)增加試件發(fā)生脆性斷裂的概率。S0、S2和S5試件軸壓比依次增大,根據(jù)圖7(a)、(c)、(f)所示,在試驗(yàn)過(guò)程中破壞時(shí)作動(dòng)器的水平位移分別為-28.918 mm、-27.492 mm和26.032 mm, 通過(guò)計(jì)算對(duì)應(yīng)破壞時(shí)刻試件根部傘裙處垂直位移計(jì)所采集的數(shù)據(jù),如圖12所示,得到各試件破壞時(shí)發(fā)生的轉(zhuǎn)角分別為S0為3.86×10-3rad、S2為3.74×10-3rad和S5為3.65×10-3rad,由此推斷相同轉(zhuǎn)角下,軸壓比越大的絕緣子試件越容易發(fā)生破壞,說(shuō)明軸壓比越大,絕緣子底部發(fā)生擠壓效應(yīng)越強(qiáng)。
(a) S0絕緣子底部轉(zhuǎn)角-力矩曲線(xiàn)
(b) S2絕緣子底部轉(zhuǎn)角-力矩曲線(xiàn)
(c) S5絕緣子底部轉(zhuǎn)角-力矩曲線(xiàn)圖12 絕緣子底部轉(zhuǎn)角-力矩曲線(xiàn)Fig.12 Insulator bottom bend-torque curve
本文采Abaqus有限元分析軟件建立如圖13所示的絕緣子低周往復(fù)加載下的模型圖,模擬絕緣子在循環(huán)荷載作用下的破壞狀態(tài)。試驗(yàn)試件使用水泥膠合劑將法蘭和絕緣子瓷柱的膠狀固定,因而在有限元模型中通過(guò)黏結(jié)面層將絕緣子與水泥膠合劑、水泥膠合劑與鋁合金法蘭進(jìn)行約束。
圖13 試件有限元模型Fig.13 Single freeze-thaw cycle scheme
支柱絕緣子設(shè)備詳細(xì)資料由制造商提供,設(shè)備各構(gòu)件材料參數(shù)如表2所示。
表2 絕緣子材料基本參數(shù)Tab.2 Basic quality of the materials
本文建立的支柱絕緣子的有限元模型。為減少運(yùn)行時(shí)間和成本,在不對(duì)計(jì)算精度有所影響的情況下對(duì)該模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。考慮到網(wǎng)格劃分、計(jì)算分析等步驟的可操作性和效率,需要對(duì)模型進(jìn)行部分簡(jiǎn)化與等效處理:
最終建立支架-支柱絕緣子體系模型效果圖見(jiàn)圖13。
首先將傘裙根部的倒角簡(jiǎn)化為直邊設(shè)計(jì),減少網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量。研究所用的支柱絕緣子法蘭連接方式為膠裝連接。同時(shí)忽略螺栓在加載過(guò)程產(chǎn)生的松弛現(xiàn)象,將法蘭與底板之間的螺栓連接方式簡(jiǎn)化為螺孔位置的固定約束。模型絕緣子瓷柱部分采用四面體,其他部分采用六面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分,黏結(jié)區(qū)域通過(guò)加密網(wǎng)格劃分從而獲得較高的計(jì)算精度,共包含939 535個(gè)節(jié)點(diǎn)、647 321個(gè)單元,網(wǎng)格模型見(jiàn)圖13。六面體,四面體單元分別采用計(jì)算精度較高的C3D8R,C3D10單元;黏結(jié)界面層則采COH3D8單元。
對(duì)網(wǎng)格模型定義正確的單元類(lèi)型、施加合適的邊界條件、并在瓷柱頂部截面耦合參考點(diǎn),施加水平位移荷載,提交計(jì)算可獲得不同參數(shù)組合下絕緣子低周往復(fù)荷載作用的滯回曲線(xiàn)。
將有限元模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)所得的滯回曲線(xiàn)的進(jìn)行對(duì)比,如圖14所示,可知兩者吻合良好,表明本文建立的有限元模型能夠較好地反應(yīng)絕緣子的滯回性能。然而由于試驗(yàn)試件本身的誤差,最終的試驗(yàn)結(jié)果存在一定程度的誤差,這主要與試件的出場(chǎng)設(shè)計(jì)的誤差、連接法蘭的緊固狀態(tài)、擬靜力試驗(yàn)的加載誤差等因素密切相關(guān)。
(a) S0
(b) S1
(c) S2
(d) S3
(e) S4
(f) S5圖14 滯回曲線(xiàn)對(duì)比Fig.14 Comparison of hysteresis curve
本文通過(guò)對(duì)絕緣子試件進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn),可以得到如下結(jié)論:
(1) 在加載過(guò)程中,試件絕緣子根部和底部鋁合金底座連接處的旋轉(zhuǎn)機(jī)制,會(huì)造成絕緣子瓷柱底部發(fā)生擠壓現(xiàn)象導(dǎo)致試件受壓產(chǎn)生裂紋,并且軸壓比越大試件發(fā)生擠壓效應(yīng)越明顯。試件破壞位置主要集中在絕緣子底部膠狀黏結(jié)區(qū)域。各絕緣子試件破壞特性都表現(xiàn)為彎曲破壞,主要包括絕緣子底部膠裝部分脫黏和絕緣子根部斷裂。試件的破壞形態(tài)與絕緣子連接數(shù)量以及軸壓比密切相關(guān),而高度對(duì)其破壞形態(tài)的差異影響較小。
(2) 高度和軸壓比對(duì)絕緣子試件的滯回性能影響較大,隨著絕緣子高度以及軸壓比的增加,滯回曲線(xiàn)由飽滿(mǎn)度較大的對(duì)稱(chēng)的梭形逐漸變?yōu)楠M窄不對(duì)稱(chēng)的梭形,變形能力逐漸減弱,累積耗能能力顯著下降。絕緣子極限承載力隨著高度的降低和軸壓比的增加而增強(qiáng)。
(3) 在循環(huán)加載前期,軸壓比對(duì)絕緣子剛度有較大的影響,絕緣子初始剛度及剛度退化速率隨著軸壓比的增加顯著增加。此外,依托本實(shí)驗(yàn)的有限元模型有效仿真,為本課題后續(xù)設(shè)備易損性分析提供有力依據(jù)。
本文通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)破壞一般都發(fā)生在絕緣子瓷柱和底部法蘭連接處,和文獻(xiàn)[18,20]的結(jié)論相符合,但是文獻(xiàn)無(wú)法準(zhǔn)確評(píng)估絕緣子的機(jī)械性能以及動(dòng)力特性的變化規(guī)律。因此本文研究了絕緣子的動(dòng)力特性及滯回特性與高度、軸壓比、絕緣子拼裝數(shù)量之間的聯(lián)系。該研究成果可以應(yīng)用到變電站高壓電氣設(shè)備的抗震性能的分析過(guò)程中,對(duì)后續(xù)分析變電站電氣設(shè)備地震易損性及其電力系統(tǒng)連通性提供理論及工程依據(jù)。