±800 kV換流站內防火墻-互連電氣設備體系地震響應分析

邸悅倫,曹枚根,張若愚

(1.電網輸變電設備防災減災國家重點實驗室,長沙,410129; 2.北方工業(yè)大學,北京 100144;3.上海大學,上海 201900)

0 引言

近十年,由于直流輸電在大容量、遠距離輸電方面具有顯著的優(yōu)點,技術經濟性良好[1],特高壓電網迅速發(fā)展。然而,我國是地震多發(fā)國家,地震帶分布較廣,眾多電網設施將不可避免的建在地震高烈度區(qū),在地震中極易破壞,對當地生產生活及之后的救援工作產生嚴重影響[2]。近幾十年來,國內外發(fā)生的數次大地震均對電力設備造成較為嚴重的損毀[3-6],變電站高壓電氣設備遭到了嚴重破壞。而眾多電氣設備震害顯示,支柱類電氣設備最容易損傷。

特高壓變電站、換流站的支柱類電氣設備之間通常通過硬管母線或軟導線相互連接,在地震作用下,由于不同設備之間響應不同,設備之間會產生相對位移,導致硬管母線或軟導線相互牽引,從而放大電氣設備的地震響應。國內外學者也對互連設備的抗震性能開展許多研究。胡彧婧等人[7]對管母線連接件開展系統(tǒng)研究,發(fā)現互連設備中的高頻設備和低頻設備的地震反應存在較大差異;謝強、程永鋒等人[8-12]對軟導線和硬管母線連接設備開展振動臺試驗,得到了互連設備的抗震性能;朱祝兵等人[13]對軟導線連接設備力學模型及地震計算開展理論分析,得到了軟導線互連設備的地震響應機理;姜斌等人[14]建立全硬管母連接和分段管母加六分裂導線連接兩種有限元模型,分析了不同連接方式下直流場回路支柱絕緣子的抗震性能;秦亮等人[15]開展考慮金具滑移的特高壓管母耦聯(lián)復合支柱絕緣子回路的抗震性能。

特高壓換流站中的支柱類設備一般安裝在格構式或單柱式支架上,支架與地面固定。但是由于電氣功能要求,部分高壓支柱設備會安裝在特定的建、構筑物上,如在特高壓換流閥廳的換流變側會設置防火墻,遠離閥廳側墻體高度為8 m ～10 m。其上部一般設置高壓避雷器、高壓絕緣子、電流互感器通過管母線連接形成的互連電氣設備,設備抗震能力薄弱。此種安裝形式普遍存在于為特高壓換流站中,一般在低端閥廳兩側和高端閥廳單側居多。目前大多數研究只針對重要建筑物本身及內部重要電氣設備的抗震性能,如閥廳及內部換流閥、穿墻套管等,但是對于附屬結構及電氣設備的整體抗震性能關注較少。目前大多數研究都針對安裝在支架上的互連設備,相應的研究成果也較為成熟[16],但是由于防火墻上設備的安裝位置特殊,防火墻連同上部設備進行振動臺試驗也相對困難,所以對防火墻上互連設備抗震性能的研究相對匱乏。林森等[17]對±1 100 kV換流站內防火墻上500 kV瓷質避雷器開展地震響應分析,發(fā)現防火墻對瓷套的動力放大效應較大,設備的地震易損性較高。

復合材料套管具有較高的彎曲強度,可顯著提升電氣設備的抗震能力[18],復合材料電氣設備在國內外超、特高壓交直流工程中的使用越來越廣泛。防火墻的墻厚遠小于其長和高,平面外剛度較小,上部放置設備一般高度在5 m～10 m之間,且復合電氣設備本身就較柔,同時防火墻與互連設備的前幾階均為面外的低頻擺動,導致上部復合電氣設備的地震易損傷更高。為此,為研究特高壓換流站內普遍存在的防火墻-復合材料互連電氣設備體系的抗震性能, 筆者以某±800 kV換流站內防火墻及上部互連電氣設備體系為例,建立了500 kV復合避雷器和500 kV復合支柱絕緣子單體設備、互連設備及防火墻-互連設備體系有限元模型,并依次開展不同輸入下的地震響應分析,分析了管母線對單體設備地震響應的影響和防火墻對上部設備的動力放大作用,研究可為防火墻上互連設備抗震設計提供借鑒。

1 有限元模型

1.1 防火墻和電氣設備的結構及材料參數

以某±800 kV換流站高端閥廳換流變側防火墻為研究對象,其上部電氣設備為一支500 kV復合避雷器和兩支500 kV復合支柱絕緣子,并由管母線連接形成互連設備體系,電氣設備下部通過預埋的單柱式支架與防火墻連接,避雷器與兩側絕緣子距離分別為3 900 mm和3 300 mm,上部管母長度為8 500 mm。圖1為防火墻尺寸及電氣設備安裝示意圖。其中,靠近防火墻邊緣的為絕緣子B,遠離防火墻邊緣的為絕緣子A。

圖1 防火墻尺寸及電氣設備安裝示意圖(單位:mm)Fig.1 Size of Fire wall and installation diagram of electrical equipment (unit: mm)

防火墻墻厚380 mm,材料為C30混凝土,與電氣設備預埋支架連接部位設置牛腿托來防止局部壓力過大;避雷器與絕緣子均為3節(jié)套管,套管采用復合材料,各設備套管為等節(jié)高,外部包圍橡膠傘裙,套管與法蘭通過粘結劑連接;絕緣子法蘭、避雷器法蘭、均壓環(huán)及管母材料為鋁合金,預埋支架材料為Q345鋼;其中混凝土的阻尼比取0.05,其他材料構件取0.02。表1為電氣設備結構參數,表2為構件材料力學參數。

表1 電氣設備結構參數Table 1 Structural parameters of electrical equipment mm

表2 材料力學參數Table 2 Mechanical parameters of materials

1.2 互連電氣設備有限元模型

本研究采用大型有限元軟件ANSYS建立互連體系有限元模型,以垂直于管母線方向為X向,沿管母線方向為Y向,豎直向為Z向?？紤]避雷器復合套管的高徑比小于6,采用殼單元Shell93模擬復合套管,并將傘裙通過質量單元Mass21均勻附加在套管上;金屬法蘭和單柱式支架均按實際形狀用實體單元Solid95,均壓環(huán)采用三維梁單元Beam188模擬,均壓環(huán)連接板用殼模擬。圖2為互連電氣設備有限元模型。

圖2 互連電氣設備有限元模型Fig.2 Finite element model of connected electrical equipment

設備之間的互連是通過管母線直接插在金具中實現,管母可以在金具中沿Y向自由滑動,并存在滑動摩擦。為準確模擬管母的滑移行為,金具和管母線采用實體單元Solid95模擬,并在金具內表面和管母外表面之間插入界面單元,采用三維面-面接觸方式,管母作為目標面,采用Conta174模擬;金具作為接觸面,采用Targe170模擬。其中絕緣子A為接線端,上部管母與金具固定連接,避雷器與絕緣子B上部管母與金具滑動連接,圖3為管母線與金具連接方式實物圖及有限元模型。

圖3 管母線與金具連接方式Fig.3 Connection mode of rigid bus and fittings

金具與管母創(chuàng)建接觸對后,其界面單元的摩擦可采用庫侖摩擦模型,在基本的庫侖摩擦模型中,兩個接觸面在開始相互滑動之前,在它們的界面上會有達到某一大小的剪應力產生,這種狀態(tài)被稱作粘合狀態(tài)[19]。庫侖摩擦模型定義了一個等效剪應力τ,在某一法向壓應力ρ作用下剪應力達到此值時,管母相對金具開始滑動。

τ=μmuρ+COHE

(1)

式中:μmu為界面摩擦系數,鋁合金摩擦系數μmu取0.3[20];COHE為粘聚力,即初始接觸狀態(tài)為粘結接觸。

1.3 防火墻-互連電氣設備體系有限元模型

防火墻面積大,厚度小,為典型的薄板結構,可采用板殼單元模擬。但是考慮到設備與防火墻連接處設置牛腿托,為保證傳力準確,防火墻、牛腿托采用混凝土專用實體單元Solid65;由于底部支架時預埋在牛腿中,可將兩者視為一體,用MPC法將支架和牛腿建立連接。圖4為防火墻-互連電氣設備體系有限元模型。

圖4 防火墻-互連電氣設備體系有限元模型Fig.4 Finite element model of firewall and connected electrical equipment system

2 動力特性分析

采用ANSYS分別計算500 kV復合避雷器單體、500 kV復合支柱絕緣子單體、互連電氣設備以及防火墻-互連電氣設備體系的模態(tài),分析時防火墻底部和閥廳側(高墻側)設置全約束。避雷器和絕緣子的結構相似,均為3節(jié)復合套管組成的單柱式支柱類電氣設備,且高度、尺寸等相差不大,為此兩設備的基本頻率相近,且水平兩個方向(X向、Y向)的頻率值相等,且均為彎曲變形。避雷器的第1、2階頻率分別為2.78 Hz,第3、4階頻率分別為17.44 Hz;絕緣子的第1、2階頻率分別為2.55 Hz,第3、4階頻率分別為15.24 Hz。

互連設備的第1階振型為垂直于管母方向的整體彎曲,自振頻率為2.33 Hz;第2階振型為沿管母方向的整體彎曲,自振頻率為2.84 Hz;第3階振型為整體扭轉,自振頻率為4.84 Hz;第4階振型為端部絕緣子的二階彎曲,自振頻率為14.24 Hz。通過比較互連設備與單體設備模態(tài)參數可知,互連設備振型與單體設備振型相似,為單體設備的組合振型,且基本振型的管母的與金具運動同步,沒有相對滑動;但是由于管母線使相鄰設備之間產生相互約束,導致互連設備的整體自振頻率下降,但是下降幅度不大,圖5為互連設備振型圖,為清晰顯示主體結構振型,圖中不顯示均壓環(huán)、金屬墊等附屬構件。

圖5 互連電氣設備振型Fig.5 Vibration mode of connected electrical equipment

防火墻-互連設備體系的第1階振型為上部互連設備垂直于管母方向的整體彎曲,且越遠離防火墻約束端的設備振幅越大,自振頻率為1.99 Hz;第2階振型為上部互連設備沿管母方向的整體彎曲,自振頻率為2.51 Hz;第6階振型為防火墻和上部互連設備整體扭轉,體系整體自振頻率為8.37 Hz;第9階為上部互連設備垂直管母方向的整體二階彎曲,自振頻率為13.56 Hz。布置防火墻后互連設備的各階頻率均有下降,且在互連設備第2階彎曲模態(tài)之前出現防火墻的擺動,頻段為5 Hz～12 Hz之間,圖6為防火墻-互連設備體系振型圖。

圖6 防火墻-互連電氣設備體系振型圖Fig.6 Vibration mode of firewall and connected electrical equipment system

3 地震響應分析

選取地震波時,應選擇反應譜能覆蓋所在場地需求譜的地震波,本研究中的需求譜采用《電力設施抗震設計規(guī)范》(GB 50260)中提供的設計反應譜[21],在進行地震波時程分析采用人工標準時程。人工標準時程波是在電氣設備抗震研究的基礎上,結合高壓電氣設備自身的機械強度特點,采用綜合方案和區(qū)劃圖方案擬合成的建議波。人工波是經過對多種場地譜統(tǒng)計而得到概率意義上的包絡值,有效頻段較其他天然地震波更廣。對于變電站的大多數電氣設備來說,1階固有頻率都在需求譜平臺的范圍內(1.25 Hz ～10 Hz),而人工波反應譜能有效覆蓋此區(qū)域,對電氣設備起到良好的激勵效果。為此,在進行地震波時程分析采用El-Centro波、Taft波以及1條人工波,依據現行電力設備抗震設計規(guī)范的要求[21],3個方向輸入地震波的加速度峰值之比為1∶0.85∶0.65,并將地震波加速度峰值按設防烈度為9度調整到0.4 g,并考慮重力場作用。其中,垂直于防火墻墻面方向為X向,沿著管母方向為Y向,豎直為Z向。圖7為3條波X向反應譜與需求譜,圖8為人工波X方向加速度時程,單體設備的基本頻率在2.5 Hz ～3 Hz之間,互連設備的基本頻率為2.33 Hz,防火墻出現擺動的頻段為5 Hz～12 Hz,即在2 Hz～12 Hz之間,人工波反應譜基本可以包絡需求譜。

圖7 需求譜及3條地震波X向反應譜Fig.7 Acceleration response spectrum of three earthquake waves in X direction and demand spectrum

圖8 人工波X方向加速度時程Fig.8 Acceleration time history of artificial wave in X direction

為研究管母線互連設備之間相互作用關系以及防火墻對上部結構地震響應的動力放大作用,計算作用的順序為:500 kV避雷器和500 kV絕緣子單體設備、互連設備、防火墻-互連設備體系。

3.1 管母線對單體設備地震響應的影響

3.1.1 管母線對單體設備加速度響應的影響

避雷器和絕緣子單體設備在人工波作用下的頂部加速度峰值最大,其中X向分別為0.94 g和1.05 g,Y向分別為0.71 g和0.85 g。互連設備中的避雷器、絕緣子A和絕緣子B頂部X向加速度峰值分別為0.90 g、0.93 g和0.92 g,單體避雷器和單體絕緣子A、B的X向加速度下降幅度分別為4.2%、11.5% 和12.3%,管母在與金具的約束作用對X加速度響應有較好的控制;Y向加速度峰值分別為0.65 g、0.74 g和0.77 g,單體避雷器和單體絕緣子A、B的Y向加速度下降幅度分別為8.4%、12.5% 和9.4%,管母在與金具產生相對滑動時摩擦耗能,對Y向加速度響應有較好的控制。

為了解不同烈度下管母與金具在對設備加速度響應的影響,將人工波Y向峰值調至0.1 g、0.2 g和0.3 g,并分別對兩個單體設備和互連設備開展Y向(沿管母方向)單向輸入下的地震響應分析,其加速度分析結果見表3,其中g為重力加速度。

表3 互連設備與單體設備Y向加速度峰值Table 3 Peak acceleration of Y direction between connected electrical equipment and single equipment

表4 互連設備與單體設備頂部位移峰值Table 4 Peak displacement of top of connected electrical equipment and single equipment

在0.1 g人工波輸入下,互連設備頂部加速度與單體設備相差不大,設備頂部加速度放大系數較大;而當地震輸入大于0.2 g時,互連設備頂部加速度開始降低,在0.3 g人工波輸入下,設備頂部加速度變化幅度基本與初始地震(Y向0.34 g)的降幅相近。從表3數據上看,互連設備頂部金具與管母摩擦滑移耗能在0.2 g～0.34 g地震作用下較為明顯,總體降幅在4%～12%之間。固定連接端絕緣子A的Y向約束效應最大,其加速度降幅最大,但是無耗能能力。

3.1.2 管母線對單體設備位移響應的影響

支柱類避雷器和絕緣子單體設備的位移響應相似,但是絕緣子結構更加細長,位移峰值比避雷器大,其中在人工波作用下絕緣子頂部位移峰值為58.45 mm,避雷器頂部位移峰值為48.77 mm,相差16.5%;互連設備體系的最大位移出現在避雷器頂部,而不是絕緣子頂部,這是由于避雷器頂部滑動金具沒有直接固定在避雷器上部法蘭,而是通過長度為450 mm的柔性梁連接,見圖3(a)。由于柔性梁的過渡,使避雷器的頂部與金具連接剛度降低,導致水平向位移增大。互連設備中避雷器的X向位移峰值為45.69 mm,距離避雷器較遠的絕緣子A的X向位移峰值為44.17 mm,距離較近的絕緣子B的X向位移峰值為43.55 mm,絕緣子B與避雷器的峰值位移值相差4.7%。

從互連設備位移響應來看,管母線連接會使不同設備的位移差減小,與單體設備相比,位移響應均有不同程度降低,X向位移降幅在5%～25%之間,Y向位移降幅在10%～30%之間,絕緣子位移降低幅度較大。兩個單體設備及互連設備基頻在2.3 Hz～2.9 Hz之間(周期為0.345 s ～0.435 s),對比3條波的反應譜可知,在此頻段反應譜值從高到低排序也依次為人工波、EL Centro波、Taft波。所以,在3條地震波分別作用下,人工波的位移響應峰值最大,EL Centro波次之,Taft波最小。

由此可見,管母線與金具的滑動相對滑動耗能會使互連設備位移響應下降?？傮w來講,由于兩種設備的總高較低,在6 m～7 m之間,單體設備和互連設備的頂部位移響應都不大,圖9為人工波輸入下互連狀態(tài)避雷器水平位移響應。

圖9 人工波輸入下互連狀態(tài)避雷器水平位移響應Fig.9 Horizontal displacement response of connected arrester under artificial wave input

3.1.3 管母線對單體設備應力響應的影響

支柱類電氣設備的地震響應主要貢獻來自第1振型,應力響應最大處一般位于結構根部。避雷器和絕緣子單體設備根部為單柱式鋼支架,支架圓截面抵抗矩大,鋼材的極限抗拉應力大,地震作用下應力富裕度高。為此,直接對各個設備的最底層復合套管根部應力進行校核。在國內規(guī)范中,校核電氣設備應使用安全系數。安全系數為電氣設備或材料的破壞應力與地震作用或其他荷載產生的總應力的比值,且應滿足:

(2)

其中,σtot為地震作用或其他荷載產生的總應力,συ電氣設備或材料的破壞應力。

在人工波作用下,避雷器和絕緣子單體設備的套管根部應力響應最大,分別為31.44 MPa和42.55 MPa,遠小于復合材料的極限破壞強度;互連設備中避雷器的套管根部峰值應力為25.70 MPa ,絕緣子A和絕緣子B的根部應力峰值分別為30.67 MPa和29.06 MPa,三者的應力響應都較單體設備有所下降。由于管母對絕緣子的約束力更大,兩支絕緣子的根部應力降幅更為明顯,且單體設備和互連設備的根部峰值應力安全系數均小于國內規(guī)范推薦值1.67,互連狀態(tài)下設備的安全系數更高,設計較為安全,應力分析結果見表5。

表5 互連設備與單體設備套管根部應力Table 5 Stress of bushing root of connected equipment and single equipment

3.2 防火墻對互連設備的動力放大作用

3.2.1 防火墻對互連設備加速度響應的放大作用

在0.4 g人工波作用下,增設防火墻后遠離防火墻約束端的絕緣子B加速度響應最大,其頂部X、Y向加速度峰值分別為3.11 g和1.02 g,垂直于墻面的X向的加速度響應較大,增設防火墻前后互連設備頂部的X向加速度峰值響應之比為1∶3.46;而防火墻頂部X、Y向加速度峰值分別為1.45 g和0.51 g,垂直墻面的方向的加速度放大系數為3.63,大于國內現行規(guī)范規(guī)定的防火墻頂部動力反應放大系數2.0,導致上部互連體系的加速度偏大,防火墻對互連設備的加速度放大系數為2.15。選取地面(G)、防火墻底部距離地面1 m處(Wbottom)、防火墻頂部(Wtop)、互連絕緣子B(Itop)頂部為考察點,圖10(a)為0.4 g地震作用下防火墻-互連設備體系各考察點三向加速度放大系數。

圖10 防火墻對互連設備的加速度放大作用Fig.10 Acceleration amplification effect of firewall on connected equipment

為研究X向防火墻對上部互連設備的加速度放大機理,圖10(b)為0.4 g地震作用下各關鍵點處X向加速度反應譜。防火墻反應譜極大值出現處包括防火墻本身和互連設備的自振頻率,1.99 Hz對應互連設備基頻,8.37 Hz對應防火墻和設備的扭轉頻率,說明防火墻對地震波有過濾作用;而互連設備進一步過濾,使能量都向基頻出集中,絕緣子B頂部加速度反應譜僅在1.99 Hz處出現一次極大值,導致上部設備在基頻處動力放大效應顯著。

電壓等級較高的支柱類電氣設備回路通常安裝在支架頂部,支架設計動力放大系數一般在1.2～1.4左右,且上部設備高度高,特高壓電氣設備-支架體系總高在1 5 m ～20 m左右,但復合套管自身加速度放大作用小于瓷質套管[22],所以支架類復合電氣設備頂部的加速度放大系數相對較小;防火墻上電氣設備高度在5 m ～8 m左右,遠小于特高壓電氣設備,但是防火墻高度較大,且垂直于墻面的加速度放大作用明顯,本研究計算垂直向加速度放大系數為3.63,比支架及其他建、構筑物的加速度放大系數限值大得多,導致上部設備的地震輸入條件約為支架類設備的2～3倍,其抗震能力應重點關注。

3.2.2 防火墻上對互連設備位移及應力響應的放大作用

由于防火墻-互連體系對地震輸入的濾波及垂直于墻體的動力放大作用,導致互連設備的第1振型處(X向一階彎曲)對應應力和位移響應放大明顯,具體表現為設備最底部套管的根部應力響應和X向頂部相對底部的位移響應急劇增大。絕緣子B的X向相對位移峰值為173.15 mm,為設置防火墻前位移峰值的4.18倍;套管根部應力峰值為103.96 MPa,為設置防火墻前應力峰值的3.47倍,應力安全系數僅為1.16,小于國內規(guī)范限值1.67。由于防火墻的動力放大作用明顯,管母及金具的約束作用和耗能能力遠小于地震脈沖,圖11為人工波作用下互連狀態(tài)下絕緣子B在設置防火墻前后X向相對位移與套管根部應力時程。

圖11 設置防火墻前后絕緣子B地震響應Fig.11 Seismic response of insulator B with and without firewall

互連設備頂部相對位移過大會使導線拉扯幅度增大,會導致防火墻上設備與其他設備牽引,增大設備接線端荷載,所以實際情況下互連設備根部的彎矩作用會大于計算值。除此之外,防火墻垂直于墻體側本身是抗震薄弱環(huán)節(jié),且下方布置的大型換流變壓器-套管體系是換流站最重要的設備之一,由于防火墻壁厚較小,在發(fā)生強震或罕遇地震時防火墻上設備掉落的幾率極大,會對下方換流變帶來二次損傷。為防止電氣設備彎折甚至從防火墻上掉落,建議在設備底部采取減震措施或對結構體系進行整體的加固設計;或對防火墻進行結構改型設計,如采用梯形截面防火墻或加大墻厚等。

4 結論

本研究建立了500 kV復合避雷器和500 kV復合支柱絕緣子單體設備、互連設備及防火墻-互連設備體系有限元模型,并依次開展不同輸入下的地震響應分析,分析了管母線對單體設備地震響應的影響和防火墻對上部設備的動力放大作用,得到以下結論:

1)500 kV復合避雷器和500 kV復合絕緣子單體設備與互連設備的動力特性相似,互連設備頻率值略有下降,且出現整體扭轉模態(tài);設置防火墻使互連設備的基頻進一步下降,并出現防火墻帶動上部設備整體擺動現象;防火墻-互連設備體系前6階自振頻率在1 Hz～9 Hz之間,與地震動的卓越頻率相近。

2)管母線與金具約束下的互連設備整體加速度、位移和應力響應相比單體設備均有不同程度下降。其中單體設備X向位移降幅在5%～25%之間,Y向位移降幅在10%～30%之間;管母金具摩擦滑移耗能在0.2 g～0.34 g效果較好,沿管母線方向加速度降幅在4%～12%之間;在0.4 g地震輸入下,單體設備安全系數在2.82～3.81之間,互連設備的安全系數在3.95～4.67之間?；ミB設備整體抗震性能相比單體設備更加優(yōu)越。

3)防火墻對上部互連設備的動力放大作用明顯,在垂直墻體方向,墻體本身加速度放大系數為3.63,對上部互連設備的加速度放大系數為2.15;增設防火墻前后互連設備頂部的X向加速度峰值響應之比為1∶3.46,互連設備的加速度響應急劇增加。套管根部應力峰值為103.96 MPa,為設置防火墻前應力峰值的3.47倍,應力安全系數僅為1.16,小于國內規(guī)范限值1.67。防火墻上設備的抗震性能較差,應采取減震、加固措施或對防火墻體系進行結構改型設計。