变电站高压设备大多具有较低的固有频率,部分低阶固有频率低于10 Hz,与地震波频率接近。因此,在地震发生时,高压设备通常会在地震波作用下发生共振,从而引发设备的破坏和失效(Jean-Bernard,2007; 韩军科等,2008; 卢智成等,2009)。

近年来,地震灾害已在国内外许多地区造成电力设备损坏事故,并引发了大面积停电。1994年美国Northridge地震中,230 kV与550 kV变电站的电气设备严重破坏(ASCE-TCLEE,1997)。1995年日本阪神地震造成48座变电站设备损毁,100万户停电(日本建筑学会等,1998)。1999年土耳其Kocaeli地震中,多个变电站变压器、开关设备受到不同程度破坏(AIJ et al.,2001)。2000年日本新泻西部地震造成500 kV日野变电站瓷柱断裂和11座变电站受损^①。2008年汶川地震造成110 kV及以上变电站停运90座,线路停运181条,电力损失负荷685万 kW,高压设备损毁严重(谢强,2008)。

为了有效避免地震灾害对高压设备的不良影响,需要对地震波作用下设备的动力特性进行深入研究。然而,当前变电站高压设备模态与动力时程特性的研究工作仍然不够充分,这使得高压设备的抗震改进工作存在一定困难。鉴于此,本文主要针对地震波作用下隔离开关的动力特性进行研究,通过模态试验和数值模拟分析,掌握此类设备的模态动力特性和地震激励下的动力时程响应特点,从而为改进此类设备抗震性能和抗震措施提供有效依据和指导。

从近年来地震现场户外高压设备的破坏情况来看,高压隔离开关的主要破坏区域集中在瓷柱根部区域(谢强,2008; AIJ et al.,2001; 日本建筑学会等,1998; ASCE-TCLEE,1997)佐藤诰章,佐藤清隆,当麻纯一.2001.2000年鸟取西部地震变压器被害要因的究明.日本电力中央研究所报告NO.U01023.。因此,

图3 隔离开关的前6阶模态振型计算结果
Fig.3 Calculation results of the first six order numerical modal shapes of the disconnector

因此,在研究地震波作用对设备的影响时,需要重点关注瓷柱根部最大应力,即地震作用下瓷柱根部最大弯矩。

在地震作用下,高压隔离开关的瓷柱顶部会出现较大的位移,这可能引发瓷柱柱状结构的碰撞和断裂破坏,因而也需关注高压隔离开关结构顶部的最大位移。

为了有效计算隔离开关在地震波作用下的时程动力响应,本文在上述模态试验与模拟验证基础上,建立了地震时程计算的有限元模型(图4)。模型的本体、支座和支架利用实体单元构建,主刀和地刀利用质量单元构建,隔离开关之间的连接法兰根据《电力设施抗震设计规范》(2013)构建,其结构等效为弯曲刚度与胶装部位法兰弯曲刚度相同的圆形截面进行模拟,计算公式如下:

K_c=(6.54d_ch²_c)/(t_e)×10⁷.(10)

其中,d_c为瓷柱胶装部位外径,h_c为瓷柱与法兰胶装高度,t_e为法兰与瓷柱之间的胶装厚度。在隔离开关有限元模型中,混凝土立柱底部采用全约束固定边界条件,即三方向位移(U_X,U_Y,U_Z)和转角(ROT_X,ROT_Y,ROT_Z)为0。

为了准确掌握隔离开关在强地震中随时间变化的动力响应情况,笔者采用时程分析法进行地震响应分析,分别以阪神地震波和El Centro地震波作为数值模拟计算的输入载荷,如图5所示。隔离开关按抗震设防烈度Ⅸ度进行时程分析,地震波的计算输入参数如表3所示。

图4 隔离开关的动力时程计算有限元模型
Fig.4 Finite element model of dynamic time history calculation of the disconnector

图5 输入地震波的水平向和竖向时程曲线
(a)阪神地震波(水平向);(b)El Centro地震波(水平向);(c)阪神地震波(竖向);(d)El Centro地震波(竖向)
Fig.5 Horizontal and vertical time history curves of the imported earthquake wave (a)Kobe earthquake wave(horizontal);(b)El Centro earthquake wave(horizontal);(c)Kobe earthquake

表3 地震波的作用参数
Tab.3 Parameter of earthquake wave

根据上述隔离开关模态分析可知,隔离开关低阶模态的振型弯曲特征明显,瓷柱根部区域应力集中较其他区域更为严重,因而本文主要关注隔离开关瓷柱根部区域的地震响应情况。对结构输入水平与竖向地震波并计算,可以得到隔离开关在地震波作用下的时程响应特征。

图6 不同强度水平和竖向地震波作用下的瓷柱根部弯矩时程响应曲线
(a-1)阪神地震波(140 gal)水平作用;(b-1)El Centro地震波(140 gal)水平作用;(a-2)阪神
地震波(140 gal)竖向作用;(b-2)El Centro地震波(140 gal)竖向作用;(c-1)阪神地震波
(620 gal)水平作用;(d-1)El Centro地震波(620 gal)水平作用;(c-2)阪神地震波
(620 gal)竖向作用;(d-2)El Centro地震波(620 gal)竖向作用
Fig.6 Time history curve of bending moment of porcelain column insulator under the different horizontal and vertical earthquake wave (a-1)under the horizontal Kobe earthquake(140 gal);(b-1)under the horizontal EI Centro earthquake(140 gal);(a-2) under the vertical Kobe earthquake(140 gal);(b-2)under the vertical EI Centro earthquake(140 gal);(c-1)under the horizontal Kobe earthquake(620 gal);(d-1)under the horizontal EI Centro earthquake(620 gal);(c-2)under the vertical Kobe earthquake(620 gal);(d-2)under the vertical EI Centro earthquake(620 gal)

如图6所示,从地震响应的计算结果可以看出,隔离开关在阪神地震波和El Centro地震波作用下表现出相应的时程响应特征。在Ⅸ度多遇地震条件下,隔离开关处于弹性变形阶段,其结构动力响应曲线的幅值较小; 而在Ⅸ度罕遇地震作用下,其结构响应曲线的幅值明显增加。

表4显示了隔离开关的地震响应时程分析结果。根据本设备支柱绝缘子的设计要求,瓷柱的破坏弯矩为20 kN·m。

从时程分析结果来看,在Ⅸ度多遇地震(加速度峰值140 gal)条件下,隔离开关各部分仍具有足够的刚度,可以保证设备的使用要求; 但在Ⅸ度罕遇地震(加速度峰值620 gal)条件下,根

表4 隔离开关的地震响应时程分析结果
Tab.4 Seismic response time history analysis of the disconnector

据《电力设施抗震设计规范》(2013),瓷柱承受的最大弯矩不应大于20 kN·m /1.67,而隔离开关瓷柱的根部最大弯矩则已接近或超出相关设计要求,进入塑性或脆性变形的危险状态,随时可能发生破坏和失效。因此,在此种情况下应采取必要措施,阻止地震能量向瓷柱区域传递,保证设备的安全平稳运行。

为此,考虑在隔离开关横梁位置安装金属橡胶隔振器。如图7a、b所示,在隔离开关4个横梁位置,每个位置分别安装2个水平向隔振器和2个竖向隔振器,并采用combin14单元模拟阻尼器减震效果。隔离开关的混凝土立柱底部仍采用全约束固定边界条件,即三方向位移(U_X,U_Y,U_Z)和转角(ROT_X,ROT_Y,ROT_Z)为0。隔振器的滞回曲线如图8所示。

完成金属橡胶隔振器的建模安装后,在Ⅸ度罕遇地震条件下进行隔离开关的地震响应时程计算,得到隔离开关瓷柱根部的弯矩时程响应曲线,如图9所示。

表5显示了安装隔振器后的隔离开关地震响应时程分析结果。从时程分析结果来看,在Ⅸ度罕遇地震(加速度峰值620 gal)条件下,隔离开关瓷柱最大弯矩比安装隔振器前明显下降,满足最

图7 隔振器安装位置(a)与实物样品(b)
Fig.7 Installation position(a)and sample(b)of vibration isolators

图8 隔振器滞回曲线
(a)静态加载;(b)1 Hz加载;(c)2 Hz加载;(d)3 Hz加载
Fig.8 Hysteresis curve of vibration isolator(a)static loading;(b)1 Hz loading;(c)2 Hz loading;(d)3 Hz loading

图9 在Ⅸ度罕遇地震下安装隔振器的隔离开关瓷柱根部弯矩时程响应曲线
(a-1)阪神地震波水平向作用;(a-2)阪神地震波竖向作用;(b-1)El Centro地震波
水平向作用;(b-2)El Centro地震波竖向作用
Fig.9 Bending moment-time curve of Porcelain column insulator under the Ⅸ degree earthquake after installing the vibration isolators (a-1)under horizontal Kobe earthquake wave;(a-2)under vertical Kobe earthquake wave;(b-1)under horizontal El Centro earthquake wave; (b-2)under vertical El Centro earthquake wave

大弯矩不大于20 kN·m /1.67的取值设计要求。另外,瓷柱顶部的最大位移虽然有所增加,但与瓷柱间的距离相比仍然处于可接受范围内。因而,可以认为隔离开关在此条件下能够安全稳定的运行。

表5 安装隔振器后的隔离开关地震响应时程分析结果
Tab.5 Seismic response time history analysis of the disconnector after installing the vibration isolators

本文对高压隔离开关结构开展了模态试验分析、模态仿真分析以及Ⅸ度多遇/罕遇地震条件下的动力响应分析。结果表明,隔离开关的前六阶模态处于10 Hz以下的低频区域,当该设备在地震II类及附近类别的场地运行时,会因为其频率与地震波频率相近,而引发结构共振和失效。同时,隔离开关的低阶模态以弯扭变形为主,当地震烈度较高时,这些位置会逐渐发生塑性或脆性变形,引发失效。在水平和竖向地震波作用下进行结构响应分析表明,隔离开关在Ⅸ度多遇地震条件下,具有足够的刚度来保证设备安全运行,但在Ⅸ度罕遇地震条件下,其瓷柱区域可能会首先处于塑性或脆性变形状态,随时发生失效。为此,在Ⅸ度罕遇地震条件下,本文选用金属橡胶隔振器进行了隔离开关的隔震计算分析,取得了较好的隔震效果,将为进一步开展高压隔离开关的抗震研究提供重要参考依据。

本文在撰写过程中得到康钟绪博士的帮助,在此表示衷心感谢!