1 000 kV避雷器隔震性能的有限元分析

李秋熠，朱瑞元，孫琪，謝強，2

(1.同濟大學建筑工程系，上海市200092;2.同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海市200092)

0 引言

變電站是電力系統的關鍵環節，它的高壓電氣設備易損性極高。一方面是由于高壓電氣設備大多為瓷質，強度低、脆性大，設備的結構形式細長，質量集中在頂部，地震作用下設備底部所受彎矩較大以及法蘭連接處變形不協調所致;另一方面，高壓電氣設備的自振頻率與地震波的卓越頻率相近，也使得此類設備在地震作用下極易損壞［1-2］。

目前國內外學者對高壓電氣設備動力反應機理已有一定的認識，并已提出一些通用的電氣設備抗震設計準則與鑒定標準，用于規范設備和母線的設計，避免其在地震中損壞失效。對于普通高壓電氣設備，采用上述標準進行抗震設計能夠在一定程度上提高其可靠性。但對于今后將廣泛應用的超高壓及特高壓電氣設備，由于其結構型式更加高大，結構重要性和抗震要求更高，按照現有標準設計常常不能有效地增加易損部分的強度，特別是在罕遇地震下，即使按照上述標準設計和安裝，也會因為強烈的振動而損壞。因此，采用目前比較成熟的隔震技術對超高壓及特高壓電氣設備進行隔震設計，是電氣設備抗震領域發展的新方向之一。隔震的本質是使結構或部件與可能引起破壞的地震地面運動或支座運動分離開來，隔斷地震能量的傳播途徑，使輸入上部結構的地震力和能量減少，從而減小上部結構的地震反應，達到預期的設防要求。

目前，國內外學者對高壓電氣設備的隔震性能進行了相應的研究，同時也將隔震技術應用于部分實例中。1971年San Fernando地震后加州某電容器組采用鉛芯橡膠支承進行震后隔震加固［3］。1979年加州水資源部采用橡膠支承和水平鋼框架對一230 kV斷路器進行隔震，隔震后斷路器的加速度響應降低［4］。1988年新西蘭海沃茲變電站的電容器組采用分段橡膠支承和滯變鋼阻尼器進行了基底隔震加固，取得了較好的效果［5］。2002年M.Di Donna等采用彈簧與粘彈性阻尼器隔震體系對一420 kV的Y形瓷柱式斷路器進行了隔震前后的動力時程分析，結果表明隔震后斷路器的應力響應減小一半以上，但其位移響應大幅增加［6］。2007年劉彥輝采用新型鋼制隔震裝置對某330 kV電壓互感器進行了隔震設計和試驗分析，指出隔震后結構自振周期有所增加，隔震裝置能夠有效地減小上部設備的動力響應［7］。2007年韓軍科等對云南某變電站的高壓隔離開關進行了基底隔震的有限元建模分析，也得到了類似的結果［8］。2008年文波等對高壓電抗器進行成組隔震設計和計算分析，指出高壓電抗器隔震后地震反應顯著減小，整體結構可以近似降低一個設防烈度進行設計［9］。2008年F.Paolacci等采用鋼絞線阻尼器的滯回模型對420 kV瓷柱式斷路器進行了隔震和非隔震情況下的有限元建模分析，計算結果與前述研究類似，驗證了隔震系統的有效性［10］。2010年M.Ala Saadeghvaziri等討論了變壓器隔震應用中可能出現的支座提離等問題，并對一433.3 MVA變壓器進行摩擦搖擺系統隔震的有限元建模分析。結果表明隔震系統能夠有效地減小變壓器箱體和套管的慣性力，減小程度依賴于箱體和套管的頻率比，二者頻率越接近，減震效果越好［11］。

本文利用ANSYS有限元分析軟件，輸入符合IEEE693需求反應譜的人工波和實際地震波，對實際應用的帶支架1 000 kV避雷器進行隔震前后的動力時程分析，通過比較隔震前后避雷器結構關鍵部位的地震反應，驗證隔震系統的有效性。

1 有限元模型的建立

本文用于計算分析的1 000 kV帶支架避雷器總高為15.703 m，其中下部格構式鋼管支架高為5 m。避雷器本體由4節套管通過法蘭連接組成，利用ANSYS軟件建立的有限元模型如圖1所示。文獻［12］通過研究指出，對于圓筒形結構，當長徑比大于10時，采用梁單元模擬即可;長徑比小于6時，采用梁單元模擬會造成較大誤差，應采用殼單元或與實際相同的實體單元模擬。本次建模的1 000 kV避雷器各節套管的長徑比都小于6，因此采用殼單元shell93模擬，截面大小等參數與實際相同。《電力設施抗震設計規范》［13］規定法蘭連接處在計算時宜簡化為梁單元，因此，本次建模采用beam189單元模擬。避雷器本體通過基板與下部鋼管支架連接，避雷器基板采用shell93單元，下部支架采用beam189單元模擬，避雷器頂端均壓環及其他附加質量采用mass21單元模擬作用于相應節點處。

圖1 帶支架避雷器隔震前后有限元模型Fig.1 Finite element model of arresters with and without isolation

帶支架避雷器結構采用基礎隔震進行隔震設計，隔震層設于支架底部，通過混凝土板與支架連接。隔震層分為4個鉛芯橡膠支座，置于混凝土板的4角。每個支座采用combin40單元模擬水平方向上的剛度和阻尼，采用combin14單元模擬豎向剛度，隔震器滯回模型采用雙線型模型，基本參數為:屈服前剛度為187.5 kN/m，屈服后剛度為 30 kN/m，屈服力為5.625 kN，阻尼比取0.2。

2 模態分析及結構自振特性

隔震前后結構的前10階頻率結果見表1，由表1可知，隔震前上部結構的1階頻率為1.55 Hz;隔震后隔震層的存在降低了整體結構的剛度，因此，隔震后的結構1階頻率為0.842 Hz，較隔震前大幅降低，降幅達到了45.7%。

表1 帶支架避雷器結構隔震前后頻率比較Tab.1 Comparison of frequency between arresters with and without isolation

隔震前避雷器結構的前2階振型分別為x向、y向的典型彎曲振動，結構頂點位移較大，第5階振型為整體扭轉振動，總體來說，隔震前避雷器結構以彎曲振型為主。

而隔震后結構由于其變形集中在隔震層，因此，結構的前2階振型分別為隔震層上部結構的x向、y向整體平動，第3階振型和第4階振型分別為x向、y向的整體平動和反向彎曲變形的耦合。總體來說，隔震層的引入將避雷器結構的固有模態由彎曲轉為整體平動為主，這也是隔震后位移響應較隔震前并未大幅增加的主要原因。

3 動力時程分析結果比較

3.1 輸入時程

本文選用2條天然地震波和1條人工合成波對1 000 kV帶支架避雷器結構進行動力時程分析。鑒于避雷器結構本身較柔、基頻較低，因此，天然地震波選用以長周期為主的Northridge波以及具有普遍代表性的El Centro波南北分量。人工地震波則基于美國IEEE Std 693—2005《變電站抗震設計推薦規程》［14］規定的高抗震等級需求反應譜合成。各條地震波的峰值統一調整為0.5 g，相應的時程曲線和反應譜見圖2。動力時程分析時分次進行單向(x向)和雙向輸入，分析避雷器結構的動力響應特性。

3.2 單向(x向)輸入下結構的動力響應結果分析

在高壓電氣設備的設計和計算分析中，需要控制設備結構的頂端位移和瓷瓶根部的彎曲應力。單向地震波輸入下與避雷器結構抗震性能有關的動力響應結果見表2、3。其中減震率定義為隔震前后響應結果的差值與隔震前響應結果之比。

由于電氣上絕緣距離的要求，避雷器在運行時通常置于支架上。由表2可知，未隔震時，底部支架對地震波輸入具有放大效應，放大系數在1.108～1.694范圍內。《電力設施抗震設計規范》規定地震波輸入下支架的放大系數應小于1.2，對于超特高壓電氣設備而言，其正常運行時對地絕緣距離要求很高，支架相對很柔，未隔震時此項要求較難滿足。相反，隔震后由于隔震層的存在減小了輸入上部結構的能量，因此，支架頂端的絕對加速度峰值小于輸入地震波峰值(0.5 g)，僅為地震波峰值的0.63～0.71倍。對比隔震前后避雷器結構的加速度響應，可以看出隔震后避雷器結構的加速度響應大幅降低，減震率的范圍為41.5% ～76.4%，且隨著取點在結構高度上的增加，其加速度響應降低程度越大。

圖2 輸入地震波時程曲線及加速度反應譜Fig.2 Time-history curves and acceleration response spectrums with earthquake wave input

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與加速度響應的趨勢相同，隔震后避雷器結構的頂端位移響應較未隔震時的響應結果而言也出現了一定程度的降低，頂端位移響應減震率的范圍為10%～42.3%。由前述避雷器結構的振型分析可知，未隔震時結構的變形以彎曲變形為主，同時結構本身較高，這意味著當套管間的法蘭處或底部支架頂端出現一定的微小轉角時，結構會產生擺動效應，形成很大的頂端位移。而隔震后避雷器結構的變形以隔震層的剪切變形為主，地震作用下的位移響應比以彎曲變形為主時的響應小，同時隔震后高階振型的影響使得結構在平動的基礎上會出現一定的反向彎曲，故避雷器頂端的位移響應較隔震前減小較多。此外，頂端位移響應的減小程度也與輸入地震波的特性有關。當輸入地震波以高頻分量為主時，由于隔震后避雷器體系基本周期避開了地震波的卓越周期，因此輸入隔震層的能量較小，上部結構的響應降低。

地震作用下高壓電氣設備的破壞主要是由于瓷瓶根部應力過大導致瓷瓶斷裂或掉落引起的。表3中各節瓷瓶為自上而下編號，可看出不論是隔震前還是隔震后，都是第4節瓷瓶根部所受彎曲應力最大。1 000 kV避雷器的瓷瓶一般采用高強瓷制造，極限破壞應力為60 MPa，《電力設施抗震設計規范》規定安全系數為1.67，因此，在設計中瓷瓶根部的容許應力值為36 MPa。由表3可知，未隔震時避雷器的2、3、4節瓷瓶根部應力都超過了容許應力值，在地震中極易發生破壞，而隔震后避雷器的各節瓷瓶根部應力較未隔震時大大降低，減震率高于 70%，最大值為79.4%，第4節瓷瓶根部彎曲應力僅為10 MPa左右，滿足容許應力的要求。

此外，由于未隔震時避雷器結構以彎曲振型為主，因此，支架底部傾覆力矩極大，對基礎的抗拔力要求很高;隔震后雖然降低了支架底部的傾覆力矩，但在隔震層設計中仍不能忽視其影響，需采用較大的頂板或限位裝置防止隔震層搖擺。

以上計算結果和分析都說明了隔震系統置于帶支架避雷器結構的有效性，采用基底隔震后，結構的減震效果明顯，地震響應大幅降低。

3.3 雙向輸入下結構的動力響應結果分析

雙向地震波輸入下與避雷器結構抗震性能有關的動力響應結果見表4、5。其中減震率定義為隔震前后響應結果的差值與隔震前響應結果之比。

由表4、5可知，由于此避雷器結構本身是一個對稱結構，2個方向上的響應不耦合，因此，雙向地震波輸入下避雷器結構2個方向(x向、y向)上的地震響應幾乎相同，并且與單向輸入下的結構響應沒有差別，但合成后的位移響應和應力響應都較單向輸入時增大了約1.4倍。雙向地震波輸入下隔震前后的響應結果比較也驗證了隔震系統的有效性。

雙向地震波輸入情況下，隔震后的避雷器結構較未隔震的避雷器結構而言，地震作用下的頂端位移響應、各點加速度響應、每段瓷瓶根部彎曲應力都有不同程度的降低。頂端位移響應減震率的范圍為9.5%～42.1%，結構的總位移響應大致為單向輸入下位移響應的1.4倍。加速度響應減震率的范圍為42.5%～76.5%，較未隔震時的加速度響應大幅降低，且隨著取點在結構高度上的增加，其加速度響應降低程度越大。此外，雙向輸入下隔震前和隔震后的避雷器瓷瓶根部應力最大值為單向輸入情況下的1.4倍，且未隔震時的應力響應最大值遠大于容許應力值，Northridge波輸入下甚至超過其極限應力，極不安全。與單向輸入時類似，隔震后避雷器的各節瓷瓶根部應力都較未隔震時大大降低，減震率的范圍為73.9%～79.2%，隔震后避雷器瓷瓶根部最大應力僅為15.4 MPa，滿足容許應力的要求。隔震前后結構支架底部傾覆力矩的計算結果也與單向輸入情況下相同，隔震后傾覆力矩降低到199～250 kN·m。

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4 結論

本文利用ANSYS有限元分析軟件，建立了實際中使用的1 000 kV帶支架避雷器的有限元模型，采用combin14及combin40單元模擬避雷器結構的隔震層，輸入天然地震波時程和基于IEEE 693高等需求反應譜的人工地震波時程對其進行隔震前和隔震后的動力時程響應分析，得到了以下結論。

(1)未隔震時，避雷器結構的底部支架對輸入地震波有放大效應，放大系數隨輸入地震波的不同在1.1～1.6內變化。隔震后由于輸入上部結構的能量減少，支架頂端的加速度峰值小于輸入地震波峰值。

(2)比較隔震前后避雷器結構的地震響應，其頂端位移響應及關鍵點處加速度響應都有不同程度的降低，取得了較好的減震效果。其中頂端位移響應降低幅度較小，各點加速度響應降幅較大，且隨著取點位置的升高，加速度響應的降幅越來越大。

(3)地震波作用下的未隔震避雷器的各段瓷瓶根部應力較大，甚至超過了規范規定的容許應力值，在地震中極易損壞，并會造成嚴重的影響。采用隔震后，對應位置上的應力大幅降低，降幅在70%以上，遠小于容許應力值，驗證了隔震系統的有效性。

(4)無論是隔震前還是隔震后，底部支架的傾覆力矩在設計中都不容忽視，要特別做好基礎和隔震層頂板的設計工作，必要時需要裝設限位裝置，防止隔震層在地震作用下受拉或結構整體傾覆。

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