電瓷型高壓電氣設備的抗震試驗及有限元分析

張軍，齊立忠，李科文，陳大斌

(國網北京經濟技術研究院，北京市，100052)

0 引言

我國地處世界上2個最活躍的地震帶之間，東瀕環太平洋地震帶，西部和西南部是歐亞地震帶所經過的地區，是世界上多地震的國家之一。我國地震活動不僅頻度高，強度大，而且地震活動的范圍很廣［1］。自20世紀60年代以來，我國發生了10幾次對電氣設備造成較大震害的地震，特別是2008年5月12日，四川汶川發生的8.0級地震對電網設備、設施造成重大損失［2］。

震后調研情況顯示斷路器、避雷器、隔離開關、互感器等電瓷型高壓電氣設備的破壞率非常高，是變電站功能失效的主要因素;另外，這些破壞數量多，范圍廣，遍布各個電壓等級，十分典型。地震所造成的電氣設備損傷主要表現為絕緣瓷瓶斷裂、設備傾斜或跌落。目前國內電氣設備抗震研究較少，因此對電瓷型高壓電氣設備進行振動試驗及有限元分析研究具有重要的現實意義。

1 振動臺試驗研究

通過典型結構的足尺真型振動臺試驗，測定各個模型在不同地震作用下關鍵部位加速度、應變等主要參數，以此來確定結構本身的動力特性、抗震性能以及設備支架和上部設備連接處的受力性能，為綜合評定結構的抗震性能和結構設計方法提供參考［3］。此外，根據試驗得到的數據來驗證理論計算模型的正確性與合理性。

1．1 試驗對象的選取

本試驗選取了地震中損壞比較典型的220 kV絕緣子及避雷器設備。采用的絕緣子和避雷器均為實際工程中所用的產品，試驗屬于足尺寸真型試驗。支柱絕緣子采用的是干法工藝生產的高強瓷戶外棒型支柱絕緣子，型號為ZSW－252/10K－3，由西安西電高壓電瓷有限責任公司生產。220 kV氧化鋅避雷器型號為Y10W5－204/532W，由西安西電避雷器有限責任公司生產。

絕緣子和避雷器支架結構分別采用φ250 mm×6 mm及φ300 mm×6 mm兩種不同直徑的鋼管，故試驗模型共有4個:JYZ－250、JYZ－300、BLQ－250、BLQ －300。

1．2 地震波的選取

地震加速度波形的特性常用三要素(加速度峰值、頻譜特性和持續時間)來描述。輸入不同性質的地震加速度波形，結構的時程反應差別很大［4］。加速度曲線可直接選用強震記錄的地震數據曲線，也可按結構擬建場地類別的反應譜特性擬合的人工地震波。選用人工合成地震波時，持續時間不宜少于20 s［5］。

為了模擬多種場地條件，本次試驗選用3條地震波作為模擬地震振動臺臺面輸入波，分別為:EL-centro波(N-S)、Taft波(E-W)和上海人工地震波2(簡稱人工波)。

EL-centro波是1940年5月18日美國加州Imperial Valley地震記錄的加速度時程，持時53.73 s，適合Ⅱ類場地土，它是廣泛應用于結構試驗及地震反應分析的經典地震記錄。試驗中選取N-S分量作為臺面輸入，峰值加速度為341.7 cm/s2。

Taft波是1952年7月21日美國California地震記錄的加速度時程，持時54.38 s，場地土屬Ⅲ類，試驗中選取E-W分量作為臺面輸入，峰值加速度為175.9 cm/s2。

上海人工地震波2，由上海市建筑抗震設計規程提供，是適合上海Ⅳ類場地的人工擬合地震波。

各條原型地震波的加速度時程曲線見圖1～3所示。

圖3 原型人工波的加速度時程曲線Fig.3 Time-history curve of acceleration for prototype artificial wave

1．3 試驗分析

4個模型一起安裝到振動臺臺面上，對振動臺輸入振動波，震動烈度為7度多遇至9度罕遇，并將相近的情況進行歸并，加速度取值分別為:0.035 g、0.1 g、0.2 g、0.4 g、0.62 g，期間利用白噪聲進行掃頻檢查結構內部是否破壞。

在試驗過程中，隨著輸入地震波量級的增大，設備發生的晃動越來越明顯，但根據頻譜分析，模型的自振頻率變化不大，表明模型內部剛度并未明顯下降。4個模型中避雷器模型的晃動較絕緣子明顯，其中以BLQ－250模型的反應最為強烈。試驗進行到輸入的地震烈度達到9度罕遇Taft波時，BLQ－250模型從瓷座根部發生斷裂，故實際試驗只進行到此次工況為止。

2組模型在不同工況作用下，支架頂部加速度峰值的對比見圖4～5，可以看出輸入3條地震波各模型動力響應趨勢一致，但每條波對應的加速度峰值有所不同。

由試驗結果可以看出:采用φ250 mm×6 mm支架形式的電氣設備試驗時頂部的放大系數要比采用φ300 mm×6 mm支架形式大，前者約為后者的1.1～1.2倍，說明剛度較大，加速度放大系數較小。圖6為試驗的現場破壞現象。

圖4 JYZ－250和JYZ－300支架頂部加速度峰值對比Fig.4 Comparison between peak accelerations at top of JYZ－250 and JYZ－300 brackets

2 有限元分析

2．1 計算模型

利用ANSYS有限元程序，計算分析不同類型的電力設施在地震作用下的地震響應，既是對試驗結果的對比驗證，也可由此提出合理有效的有限元分析模型，對其他類型的電力設施的抗震性能進行研究。

本文計算模型采用Beam188梁單元，Beam188單元適合于分析從細長到中等粗短的梁結構，該單元基于鐵木辛哥梁結構理論［6］，并考慮了剪切變形的影響。建立的220 kV避雷器的有限元模型同樣采用由西安西電避雷器有限責任公司生產，型號為Y10W5－204/532W的220 kV氧化鋅避雷器。如圖7所示，梁單元Beam188以實體的形式顯示，單元總數為50個。

圖7 220 kV避雷器有限元模型Fig.7 FE model of 220kV arrestor

2．2 動力特性分析

選取EL-centro波(南北)前30 s，然后根據所需的最大加速度值不同對 EL-centro波做出調整。220 kV避雷器支架結構分別采用φ250 mm×6 mm及φ300 mm×6 mm兩種不同直徑的鋼管，故模型共有2個:BLQ－250、BLQ－300。

避雷器支架和設備頂部絕對加速度最大值詳見表1，避雷器下部瓷套管根部應變最大值詳見表2。表中均有試驗對比數據。

表1 避雷器支架和設備頂部絕對加速度最大值與放大系數Tab.1 Absolute maximum acceleration and amplification coefficient at top of arrestor bracket and equipment

表2 瓷套管根部應變最大值Tab.2 Maximum strains at foot of porcelain pipe

通過有限元計算分析與試驗數據對比，認為選取的模型及分析方法是合理的，所得的結果是可靠的，同樣可適用于其他類型的電氣設備。

通過有限元計算與試驗結果的對比，發現存在誤差，經分析原因如下:首先，由于有限元法是一種近似的數值分析方法，模型的精度直接影響結果的精確度，而僅考慮結構的整體反應，因此在建模的時候做了一定簡化，而且模型中各種材料的參數均為理想材料參數，與試驗中的真實材料可能存在差別;其次，針對每種設備，振動臺1次只能對1臺設備進行試驗，其結果的普遍意義有局限性;設備在生產加工過程中的缺陷，材料特性分布不均勻以及振動臺試驗設備條件的限制，都可能使試驗結果有所偏差，從而造成與有限元結果產生誤差。

電氣設備共采用220 kV支柱絕緣子、220 kV避雷器、500 kV斷路器、750 kV避雷器和750 kV電壓互感器3個電壓等級4種設備類型的原型結構進行有限元計算分析。這些設備的主要計算數據如表3～4所示，表中含試驗對比數據。

表3 220 kV絕緣子和避雷器試驗和有限元數據Tab.3 Results of 220 kV insulator and arrestor and FEA

表4 500和750 kV設備的有限元數據Tab.5 FEA results of 500 kV and 750 kV equipment

經有限元計算分析，其中220 kV絕緣子和避雷器支架直徑為250 mm時，其動力放大系數大于直徑為300 mm的支架，前者約是后者的1.1倍，與試驗結果基本一致。

GB 50260—96《電力設施抗震規范》［7］中規定，當僅對電氣設備本體進行抗震設計，彎矩、剪力及水平加速度均應乘以支承結構動力反應放大系數，對安裝在室外的電氣設備，其設備支架動力放大系數取1.0～1.2。

由試驗數據與有限元計算分析可以發現，500 kV斷路器、750 kV避雷器和互感器，自振頻率低(0.86～1.58 Hz)，設備重量大，其支架的動力放大系數為2.26～2.49，與規范建議的取值相差較大。

220 kV絕緣子和避雷器自振頻率較高(3.8～7.5 Hz)，設備重量小，在按照規范5.4.4條要求輸入人工合成地震波時，4個試件的動力放大系數為1.23～1.56，均大于規范取值1.2;且在EL-centro波和Taft波形下，試驗及計算動力放大系數為1.5～2.25，與規范5.2.6條規定的1.0～1.2仍存在較大差距。

通過對電氣設備應力應變分析，可知220 kV絕緣子和避雷器，在7～9度地震作用時，基本處于安全狀態。綜合各項分析數據，建議絕緣子支架取φ250 mm×6 mm，避雷器支架取φ300 mm×6 mm;500 kV斷路器、750 kV避雷器和互感器在8度罕遇(0.4 g)及其以上地震作用時，材料處于接近或超過屈服極限狀態，設備有發生破壞的可能。

3 結論

(1)電瓷型高壓電氣設備的抗震性能較差，電壓等級越高越明顯。在高烈度地震區建議采用罐式斷路器或GIS(gas insulated metal-enclosed switchgear)設備，降低設備高度，提高抗震能力。

(2)真型試驗與理論計算均表明，支架對其上部電瓷型高壓電氣設備的動力放大系數波動范圍很大，且往往遠大于1.2。GB 50260—96《電力設施抗震設計規范》中設備支架動力放大系數的規定偏小，建議支架、電氣設備本體整體計算。

(3)電瓷型高壓電氣設備一般為體形細高且呈脆性的瓷件作為絕緣套管或承重立柱，抗彎性能很差。提高瓷套管強度，在基礎上采用減震、隔震措施均可有效提高其抗震性能。

［1］黃世敏，楊沈．建筑震害與設計對策［M］．北京:中國計劃出版社，2009:1．

［2］張子引，趙彪，曹偉煒，等．汶川8.0級地震電網受災情況調研與初步分析［J］．電力技術經濟，2008，20(4):1-4．

［3］張軍，陳大斌，張子引，等．220 kV絕緣子及避雷器振動試驗研究［J］．電力技術經濟，2009，21(4):47-50．

［4］胡聿賢．地震工程學［M］．北京:地震出版社，1986:150．

［5］中國建筑科學研究院．JGJ 101—96建筑抗震試驗方法規程［S］．北京:中國建筑工業出版社，1997．

［6］祝效華，余志祥．Ansys高級工程有限元分析范例精選［M］．北京:電子工業出版社，2004:55．

［7］中華人民共和國電力工業部．GB 50260—96電力設施抗震設計規范［S］．北京:中國計劃出版社，1996．

［8］中國電力企業聯合會．DL/T 5218—2005 220 kV～500 kV變電所設計技術規程［S］．北京:中國電力出版社，2005．

［9］中華人民共和國住房和城鄉建設部．GB 50011—2010建筑抗震設計規范［S］．北京:中國建筑工業出版社，2010．

［10］中華人民共和國冶金工業部．GB 50191—93構筑物抗震設計規范［S］．北京:中國計劃出版社，2010．