川藏聯網工程復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗研究

程永鋒，盧智成，劉振林，孫宇晗，丁燕生，易建山，孟憲政，魯先龍

(1.中國電力科學研究院，北京市 102401；2.川藏聯網工程建設指揮部，成都市 610000)

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川藏聯網工程復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗研究

程永鋒1，盧智成1，劉振林1，孫宇晗1，丁燕生2，易建山2，孟憲政1，魯先龍1

(1.中國電力科學研究院，北京市 102401；2.川藏聯網工程建設指揮部，成都市 610000)

復合材料電氣設備由于其具有質量小強度高的材料特點，已在部分變電站內推廣應用，但對于復合材料電氣設備的抗震性能，尤其對于其真型設備的地震模擬振動臺的試驗研究，各國學者研究較少。依托于川藏聯網工程，在總結國內外復合材料電氣設備抗震研究成果的基礎上，結合我國已有電氣設備抗震研究成果，開展了適用于復合材料電氣設備抗震性能評估方法的研究，確定了復合材料電氣設備振動臺試驗輸入波形、波形峰值加速度以及設備抗震能力判定原則，采用此方法對800 kV高抗套管、220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器分別進行地震模擬振動臺試驗,得到了設備的動力特性和地震響應。由試驗結果可以看出，參與試驗的復合材料電氣設備應力均滿足設計基本加速度為0.4g的抗震要求。

川藏聯網工程；電氣設備；抗震；復合材料；套管；避雷器

0 引 言

作為電網系統中的重要組成部分，變電站內瓷質電氣設備由于受結構形式與構件材料性能影響，在震害中損壞較多，嚴重影響了震區應急救災和災后重建工作[1]。針對瓷質電氣設備抗震性能薄弱問題，國內外學者主要提出了2種解決方法：(1)加裝減震、隔震裝置；(2)采用復合材料電氣設備。前者通過電氣設備的減震、隔震裝置提高瓷質電氣設備抗震性能[1]；后者受益于新材料研究進展，針對瓷質電氣設備震害特點，提出采用強度較高的復合材料替代瓷質材料，因復合材料具備質量輕、延性好等特點，可顯著提高電氣設備抗震性能[2]。

本文依托川藏聯網工程，在總結國內外復合材料電氣設備抗震性能研究的基礎上，提出適用于我國的復合材料電氣設備試驗研究與評估分析方法，采用此方法對800 kV高抗套管(由于川藏聯網工程處于高海拔地區，對絕緣要求高，故高抗套管采用800 kV電壓等級)、220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器分別進行地震模擬振動臺試驗和抗震性能評估。

本文所研究內容彌補了我國復合材料電氣設備抗震試驗的空白，為復合材料電氣設備的推廣應用提供了依據。

1 復合材料電氣設備結構特點

1.1 復合材料結構特點

新材料科學的發展，為電瓷型電氣設備抗震問題提供了一種解決方法——采用玻璃纖維復合材料(以下簡稱復合材料)替代瓷材料制成電氣絕緣構件。這種玻璃纖維復合材料由樹脂和纖維構成，具有強度高、抗疲勞性能好、耐腐蝕性強、絕緣性優良等特點[3]，地震作用下設備可以通過大變形吸收地震能量，而且材料密度較小，設備質量較輕，設備在地震波作用下的地震反應較小。

1.2 復合材料電氣設備結構特點

圖1為電氣設備復合材料構件構造示意圖，圖中主要受力構件為復合材料套管，外層為硅橡膠傘裙，兩端通過膠黏劑與金屬法蘭膠裝。由于復合材料套管與硅橡膠傘裙為組合結構，因此避免了瓷質設備在燒制過程中出現開裂、掉傘、變形和吸紅等缺陷問題，便于大體積成型。

圖1 電氣設備復合材料構件構造示意圖Fig.1 Structure diagram of composite material electric equipment

復合材料電氣設備最早于20世紀70年代在國外變電站絕緣子中得到應用[3]，我國在2 000年前后開始在變電站中采用復合材料電氣設備，前期構件生產與設備組織均由國外產品控制，現階段已全面國產化，復合材料電氣設備產品類型也越來越多樣(圖2為我國復合材料電氣設備產品示意圖)，為我國變電站全面復合化提供了基礎支持。

圖2 國產復合材料電氣設備產品示意圖Fig.2 Domestic products of composite material electric equipment

2 復合材料變電設備抗震性能研究現狀

隨著現代力學試驗和有限元分析技術的發展，各國學者針對復合材料及相應的電氣設備開展了力學和抗震性能研究。主要研究方向為以下3個方面。

2.1 復合材料力學性能

復合材料纖維常是軸向排列或分層交叉纏繞排列，在微觀上是不均勻和非各向同性的，國內外學者對復合材料的破壞準則提出了4類性能狀態：彈性狀態、損傷極限狀態、塑性狀態、瞬時破壞狀態，表明復合材料具有顯著的非線性特性。在復合材料力學性能試驗方法上，單軸及彎曲力學性能試驗已有相應的國家標準[4-6]，復雜應力狀態下的力學性能試驗，國內外規范及學者提出了不同的V型缺口梁剪切試驗方法和非纖維向拉伸試驗方法[7-8]。在材料試驗的基礎上，國內外學者針對復合材料在單向應力和復雜應力狀態下，分別提出了不同的材料破壞準則[3,9-10]。因此，對于復合材料受力極限狀態的描述，還未有較為一致的意見。

2.2 復合材料與金屬法蘭膠接力學性能

電氣設備結構組成中，復合材料構件與金屬法蘭采用膠裝連接固定，這種不同材料組合而成的部分受力較為復雜。國內外學者通過試驗研究，分析了復合材料構件與金屬法蘭膠裝節點的力學性能，發現復合材料纖維纏繞角度與膠黏劑厚度等構造參數對節點力學性能具有較大影響[11-13]，并提出了相應的剪應力分布及剝落強度計算方法[14-16]。但以上研究成果的適用性還未得到相應驗證。

2.3 復合材料電氣設備整體力學性能

在復合材料電氣設備力學性能試驗研究上較為突出的是美國學者AnshelJ.Shiff和Andrei M.Reinhorn，前者通過試驗研究指出，復合材料電氣設備在地震作用較大時表現出一定的非線性特征，并提出了復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗要求，及其試驗后補充靜力試驗驗證要求[17]。后者旨在通過靜力與振動臺試驗研究復合材料套管規格和法蘭連接形式對設備結構性能的影響，為建立合理的數值模型提供參數依據[18]。

針對復合材料電氣設備機械力學或抗震性能的規范或標準主要有IEC 61462《戶外和戶內電氣設備用空心復合絕緣子定義、試驗方法、接受準則和設計推薦》[19]和IEEE Std 693—2005《變電站抗震設計推薦方法》[20]。IEC 61462針對復合材料絕緣子提出了復合材料構件在靜力荷載作用下，存在最大機械負荷應力和規定機械負荷應力這2個參數，其中規定機械負荷應力可看作復合材料構件最大破壞應力，建議最大機械負荷應力作為設備安全受力極限狀態，并規定其值為規定機械負荷應力的40%。IEEE Std 693—2005提出了電氣設備抗震試驗方法與要求，在抗震驗收標準中建議復合材料絕緣子在地震作用下的響應應力不超過規定機械負荷應力的50%。

我國變電站復合材料電氣設備的應用正逐漸增多，但在設備性能研究上，特別是包括抗震性能的評估研究方面，尚處于起步階段，仍需進一步加強相關研究工作。

3 復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗及抗震性能評估方法

雖然國內外學者已開展了部分復合材料電氣設備力學與抗震性能研究，但相關研究成果較少，暫無理論或數值分析的方法、規定，且與瓷質電氣設備不僅在材料特性，還在法蘭膠結材料、膠結參數、膠結特性等方面存在明顯差別，無法直接采用瓷質電氣設備數值模擬相關規定。

復合材料電氣設備作為新型設備結構，應通過抗震試驗進行抗震性能評估[21]，但目前國內僅有針對瓷質電氣設備的抗震試驗的規范或標準，而復合材料在力學特性上與瓷材料存在較大差別，因此無法完全套用瓷質電氣設備抗震試驗與評估方法。美國等國盡管有針對復合材料電氣設備的抗震試驗方法，但是國外選用的場地類型、激勵方法以及性能判定標準等方法均是依據本國特點而定，對我國不能完全適用。因此有必要針對我國工程實際情況以及復合材料電氣設備結構特點，開展試驗方法制定、抗震性能評估等研究工作。

3.1 地震模擬振動臺試驗

地震模擬振動臺試驗是目前驗證設備抗震強度最好的方法。本文參考瓷質電氣設備抗震研究成果，根據試驗中復合材料電氣設備結構特點，提出復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗與評估方法。

3.1.1 完整真型設備結構

對于原型電氣設備帶支架體系和原型電氣裝置體系的驗證試驗，振動臺輸入可采用人工標準時程波，其中人工標準時程波是由人工標準反應譜擬合而來，圖3為典型地震時程波，圖4為各時程波轉化得到的頻譜曲線。

圖3 輸入加速度時程波Fig.3 Inputted acceleration time history waves

圖4 輸入時程波的加速度反應譜Fig.4 Acceleration response spectrum of time history waves inputted

由圖4可以看出，EL Centro波和Taft波在地震波卓越頻率1～10 Hz時波動較大，存在明顯的波峰和波谷值，這樣會造成不同頻率的設備地震試驗測試結果差別顯著；共振拍波是根據設備結構主頻參數計算獲得的，旨在將地震作用集中在設備的共振頻率點上，獲取較為嚴格的響應值；相較于其他時程波的頻譜特性，人工標準反應譜的特征周期為0.9 s，可以包絡我國所有場地類型，卓越頻率段較寬且平坦，從而避免不同設備結構對地震波敏感程度影響，波形與試驗結果具有統計意義[22]。

本次試驗對220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器采用人工標準時程波作為試驗輸入。川藏聯網工程巴塘變電站所處地區抗震設防烈度為8度，設計基本地震加速度值為0.2g。依據文獻[21]對抗震設防及設備動力放大系數的相關規定，本次試驗中設計基本地震加速度取為0.4g。

3.1.2 部分真型設備結構

部分電氣設備(例如變壓器)整體真型結構總量可達數百t，遠超我國振動臺試驗能力，因此只能針對抗震薄弱的套管結構進行設備部分真型試驗。為解決套管與振動臺連接固定問題，通常采用附加理論上近似為剛性的連接支架，盡可能減小其動力放大影響。對于振動臺輸入的地震時程波，人工標準時程波已不再合適，需提高考核要求，因而可采用圖5所示的5個正弦共振調幅5波組成的調幅波串進行抗震試驗。

圖5 試驗用共振5拍波示意圖Fig.5 Resonance 5-beat wave in test

各拍的加速度時程可按下列規定確定：當t≥5T時，a=0；當0≤t≤5T時，a值可按下列公式確定：

(1)

as=0.75a0

(2)式中：a為各時程的水平加速度；t為時間，s；T為體系在測試方向的基本自振周期，s；as為時程分析地面運動最大水平加速度；a0為設計基本地震加速度值；ω為體系在測試方向的基本自振圓頻率，Hz。其中根據我國GB 50260—2013[21]規定各拍間隔為Tp，即

Tp>(1/f)(100/d)

(3)

式中：Tp為拍間間隔，s；f為體系在測試方向的基本頻率，Hz；d為體系的阻尼比，%。

同時考慮到地震中下部本體對試驗中的構件將產生動力放大作用，需在輸入的共振拍波大小中予以考慮，綜合各國規范要求，建議將變壓器、電抗器本體動力放大系數取2.0，并將對設備考核的共振拍波幅值乘以2.0。

本次試驗對800 kV高抗復合材料套管采用共振5拍波作為試驗輸入，設計基本地震加速度取為0.4g。

3.2 抗震能力判定

電氣設備抗震性能分析時，需要綜合考慮結構功能與電氣功能雙方面要求。

3.2.1 結構功能判定

抗震安全性評估時，不僅要求試驗后設備結構完整、無明顯變形及破損，還要求設備抗震薄弱環節構件的應力具有一定的安全系數。參照IEC 61462與IEEE 693—2005的技術要求，結合我國復合材料電氣設備結構特點，安全系數確定為2.0。該方法的計算公式為

(4)

式中：σSML為復合材料規定機械負荷應力，材料試驗測試表明該值離散性顯著，根據復合材料電氣設備靜載試驗結果，可取復合材料規定機械負荷應力為80 MPa；σAL為設備地震響應組合值，取設備永久荷載(自重)和可變荷載(地震、風)組合中的最不利值。

3.2.2 電氣功能性判定

相較于瓷材料，復合材料強度雖然較高，但彈性模量較小，從而導致復合材料電氣設備在試驗時，設備頂端位移過大。同時，設備內部的電氣功能元件靈敏性較高，為檢驗試驗過程中設備位移響應是否對其電氣功能造成影響，需針對地震模擬振動臺試驗測試后的復合材料電氣設備進行電氣功能檢測，鑒定設備響應的安全性。

4 復合材料電氣設備地震模擬振動臺試驗

4.1 800 kV高抗復合材料套管地震模擬振動臺試驗

4.1.1 試驗概況

4.1.1.1 試件參數

試件為800 kV高抗復合材料套管，其復合材料為玻璃鋼。表1為試件基本參數。

表1 800 kV高抗復合材料套管試件基本參數

Table 1 Basic parameters of 800 kV HV reactor composite bushing

試件安裝于支座上，支座通過螺栓與振動臺連接，試件安裝情況如圖6所示。

圖6 安置于振動臺的800 kV高抗復合材料套管Fig.6 800 kV HV reactor composite bushing fixed on shaking table

4.1.1.2 試驗工況

本試驗共分5個工況，各試驗工況及目的如表2所示。表2中，工況1為白噪聲輸入，持續時間不少于60 s，目的是獲取試件的頻率及阻尼比；工況2為低峰值加速度共振拍波輸入，目的是通過加速度峰值多次迭代以校準臺面輸出峰值加速度，并獲得試件關鍵部位的動力響應；工況3為白噪聲輸入，持續時間不少于60 s，目的是檢驗工況2前后試件是否有功能損傷；工況4為峰值加速度為0.6g的共振拍波輸入，目的是獲得試件關鍵部位的動力響應；工況5為白噪聲輸入，持續時間不少于60 s，目的是驗證工況4前后試件是否有功能損傷。

本次試驗采用單水平向激勵，激勵方向(X向)如圖7所示。

表2 試驗工況及試驗目的

Table 2 Test conditions and purposes

4.1.1.3 測點布置

為了研究試件的地震響應，在套管根部振動方向(X向)對應位置粘貼應變片，如圖7所示，在振動臺臺面、支架頂端和試件頂端分別安裝加速度傳感器。其中應變測點2個，加速度測點3個。圖7為試件測點布置圖。

圖7 測點布置示意圖Fig.7 Layout of measuring points

4.1.2 試驗結果分析

4.1.2.1 白噪聲掃描結果

表3為第1、第3和第5工況下白噪聲輸入后得到的800 kV高抗復合材料套管動力特性。

表3 800 kV高抗復合材料套管動力特性

Table 3 Dynamic characteristics of 800 kV HV reactor composite bushing

由表3可以看出，試件試驗前的頻率為1.57 Hz，處于地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內；試件試驗前阻尼比為11.7%，而傳統的瓷質套管阻尼比大多在5%以下，故與瓷質套管相比，復合材料套管阻尼比較大，對地震響應的阻尼效應明顯。

對比工況1、工況3和工況5可以看出，試驗前后，試件頻率跟阻尼比均有小幅變化。比較工況1和工況5，試件頻率降低2.55%，阻尼比降低12.82%。造成這種現象的原因很復雜，包括試驗過程中法蘭連接部位螺栓松動、支架與臺面螺栓連接松動等因素。但由于試件動力特性變化幅度較小，可認為試件無明顯功能性損傷。

4.1.2.2 抗震試驗結果

表4為試件抗震試驗結果。由于試件通過與支架連接固定在振動臺臺面上，其實際輸入加速度等于支架頂端加速度。由表4可以看出，由于支座的動力反應放大作用，實際輸入試件的加速度峰值為0.63g，大于臺面輸出的加速度峰值。

表4 800 kV高抗復合材料套管抗震試驗結果

Table 4 Seismic responses of 800 kV HV reactor composite bushing

根據廠家提供的復合材料彈性模量，將測點應變峰值轉換為應力峰值，并根據試件頂端最大相對位移計算試件的位移角(最大相對位移與試件高度的比值)。計算結果如表5所示。

表5 800 kV高抗復合材料套管應力與位移角計算結果

Table 5 Stress and displacement angle of 800 kV HV reactor composite bushing

由表5可見，試件在工況2、工況4下，套管根部最大應力分別為12.22 MPa和37.43 MPa，分別為試件最大機械負荷應力(80 MPa，由廠家提供)的15.28%和46.79%，試件應力裕度較大，試件未在試驗過程中破壞；在工況4下，試件最大位移角為2.26 r/min。

對2種工況下相同地震響應的比值進行統計(工況4響應/工況2響應)，結果如表6所示。

表6 不同工況地震響應比較

Table 6 Seismic response comparison in conditions

由表6可以看出，2種工況下試件相同地震響應的比值近似2種工況下實際輸入試件的峰值加速度(即支架頂端峰值加速度)的比值，據此可認為，隨著輸入試件的峰值加速度增大，試件地震響應峰值與加速度峰值近似呈線性變化的關系。

4.2 220 kV GIS復合材料套管地震模擬振動臺試驗

4.2.1 試驗概況

4.2.1.1 試件參數

220 kV GIS復合材料套管節數為1節，設備高度為2.84 m，質量為234 kg，彈性模量為1.3×1010Pa。支架為φ237×6.5 mm鋼管，高度為2.4 m，設備與支架通過螺栓連接，設備外部為防老化的橡膠層。設備試驗布置現場如圖8所示。

圖8 安裝于振動臺的220 kV GIS 復合材料套管Fig.8 220 kV GIS composite material bushing on shaking table

4.2.1.2 試驗工況

地震模擬振動臺輸入加速度峰值分為2個等級，分別為0.1g(7度)、0.4g(9度)。試驗前后輸入白噪聲測試試件的頻率和阻尼比。地震激勵沿X向輸入試驗用地震動時程，測得試件的應變、加速度和位移等地震響應，期間用白噪聲來測試設備的自振頻率，確保設備內部沒有損傷。

4.2.1.3 測點布置

在設備根部的X向和Y向對應位置割開橡膠層，將應變片粘貼在復合材料表面，在振動臺臺面、支架頂部、設備頂部放置加速度傳感器。由于設備為軸向對稱結構，試驗輸入僅進行單X向輸入。

4.2.2 試驗結果分析

4.2.2.1 白噪聲掃描結果

通過白噪聲試驗測得試驗前后設備的基頻和阻尼比變化如表7所示。從表7中數據可知試驗前后設備的頻率降低了1.28%，阻尼比增加了109%，試驗前后，設備頻率略微降低，設備阻尼有所增加，設備呈現一定的非線性因素。導致這種試驗結果的原因包括試驗中設備與支架連接螺栓存在間隙、設備本身的復合材料非線性特性等因素。

表7 試驗前后設備頻率和阻尼的變化

Table 7 Frequency and damping change of equipment before and after test

4.2.2.2 抗震試驗結果

本次試驗試件為帶支架設備，支架對設備的地震響應有一定的放大作用，為了研究支架對設備的動力放大作用，根據試驗得到在不同加速度等級的標準時程地震波作用下的振動臺臺面加速度、支架頂部加速度，取支架頂部和臺面的加速度峰值之比作為加速度放大系數。各工況放大系數統計如表8所示。由表8中結果可知：0.1g和0.4g標準時程波激勵工況下設備支架加速度放大系數為1.79和1.91。對于復合材料進行抗震設計時，應該根據支架結構型式和參數考慮合理的放大系數。對于本次試驗試件，增大支架剛度(比如鋼管外徑和壁厚)可以減小支架對設備放大作用，提升設備的抗震能力。

表8 振動臺試驗結果

Table 8 Shaking table test results

圖9為加速度峰值為0.1g和0.4g設備頂端加速度幅值譜對比。由圖9中曲線可知：標準時程波(0.1g)工況下，加速度幅值譜峰值點對應頻率為3.90 Hz，為試驗前白噪聲掃頻測試的結構自振頻率；標準時程波(0.4g)工況下，加速度幅值譜峰值點對應設備頻率為3.70 Hz，比試驗前后白噪聲掃頻測試的結構自振頻率都要小；隨著輸入地震波加速度峰值的增大，峰值點位置前移，設備頻率隨輸入地震波加速度峰值的增大而減小。

圖9 設備頂端加速度幅值譜對比Fig.9 Amplitude spectra comparison of acceleration at the top of equipment

圖10為加速度峰值為0.1g和0.4g支架頂端加速度幅值譜。本次試驗GIS復合材料套管為軸對稱結構，設備振動以一階振型為主，如若忽略其他階次振型的影響，從圖10可知，地震波通過支架的濾波作用，其頻譜曲線基本和共振調幅波的頻譜曲線一致，支架對地震波濾波作用明顯。

圖10 支架頂端加速度幅值譜Fig.10 Acceleration amplitude spectra at the top of support

通過對所測加速度時程進行積分得到設備頂部和振動臺臺面的絕對位移，給出的設備頂端相對于振動臺面的相對位移峰值如表8所示。

因振動臺控制系統存在誤差，臺面輸出加速度時程波與輸入目標時程有一定的差距，標準反應譜按照臺面輸出反應譜與期望譜(目標譜)的容差在0～15%的要求調整試驗結果，單體設備主要以一階振型為主，為了進行2種工況位移影響的對比，調整的目標是使得2種工況下設備自振頻率點對應的臺面輸出譜等于目標譜。各工況臺面輸出譜和目標譜曲線如圖11所示，從圖11中可知，臺面輸出滿足試驗容差控制要求。0.1g和0.4g工況下設備在一階頻率點對應的臺面輸出譜值分別為0.341g和0.378g，與目標譜的比值分別為1.08、1.09，調整后的設備的頂端位移結果分別為13.33，44.99 mm。0.4g工況與0.1g工況臺面輸出加速度峰值之比為3.93，設備頂端位移之比為3.38。隨著輸入加速度峰值的增大，設備頂端位移增大幅度小于輸入加速度峰值的增大幅度。

圖11 輸出時程波對應加速度反應譜Fig.11 Acceleration response with time history waves outputted

4.3 110 kV和220 kV復合材料避雷器地震模擬振動臺試驗

4.3.1 試驗概況

4.3.1.1 試件參數

試件為110 kV和220 kV避雷器，如圖12所示，避雷器為水平雙軸對稱結構，試驗時可只考慮水平單方向作用，因此振動臺滿足試驗要求，定義激勵振動方向為X向。

圖12 110 kV與220 kV復合避雷器Fig.12 110 kV and 220 kV lightning arresters

設備由上部復合套管、中部瓷支柱以及下部支柱組成，110，220 kV避雷器瓷套節數分別為1節、2節，高度分別為4.915，7.145 m，套管質量分別為103，206 kg，設備帶支柱質量分別為413，560 kg。復合材料彈性模量為2.5×1010Pa，瓷材料彈性模量為1.0×1011Pa，設備下端的剛性支柱與振動臺通過螺栓連接。

圖13為試驗測點布置圖，其中應變片布置在各復合套管與瓷支座根部的X向及Y向；加速度計與位移計布置在振動臺臺面、支柱與設備頂端的X向，共布置應變片測點20個，加速度計與位移計測點各6個。

圖13 測點布置圖Fig.13 Layout of measuring points

試驗振動波形選用如圖14所示的人工標準時程波進行激振，該時程波根據人工標準反應譜擬合而來，而人工標準反應譜是在對電氣設備相關抗震、減震課題研究的基礎上，在對電氣設備進行抗震性能評估時采用綜合方案和區劃圖方案相結合時提出的建議譜，該標準反應譜的特征周期為0.9 s，可以包絡所有類型場地，適于進行電氣設備地震模擬。

圖14 振動臺輸入時程波Fig.14 Time history waves inputted for shaking table

4.3.1.2 試驗工況

試驗中首先以白噪聲激勵進行自振特性測試，其次以人工標準時程波調整振動臺臺面輸出，使得振動臺產生的試驗反應譜(TRS)包絡要求的標準反應譜(RRS)，再次進行白噪聲激勵以確定避雷器的自振特性變化，然后進行人工標準時程波激勵，最后再次進行白噪聲激勵確定避雷器自振頻率。試驗工況及其目的如表9所示。

表9 抗震試驗工況

Table 9 Shaking table test cases

4.3.2 試驗結果分析

4.3.2.1 白噪聲掃描結果

表10為110 kV與220 kV避雷器經測試得到的自振頻率與阻尼比結果。其中頻率結果表明110 kV與220 kV避雷器主頻率在工況1時分別為5.094，2.695 Hz，在工況5時分別為5.088，2.698 Hz，前后主頻分別略降低了0.12%、0.11%，主要原因是地震激勵使設備構件間連接出現松動(例如法蘭間螺栓連接的預緊力松弛)，但均在地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內，屬于地震敏感性結構。

表10 設備頻率和阻尼結果

Table 10 Frequency and damping results of equipment

阻尼結果加速度時程數據分析依據時程衰減法獲得，110 kV與220 kV避雷器在工況2時分別為11%、12%，在工況4時分別為12%、14%，表明復合材料對設備結構的阻尼特性影響顯著，遠高于《電力設施抗震設計規范》中對瓷質設備結構最大阻尼比2%的建議值[13]，且前后阻尼分別增大了9.09%、16.7%，說明激勵作用越大，復合材料電氣設備的阻尼現象越明顯。

4.3.2.2 抗震試驗結果

由于該110 kV與220 kV避雷器中存在復合與瓷2種材料構件，二者力學性能差別較大，根據已有研究成果與廠家提供參數，復合材料的額定機械應力在80 MPa以上，瓷材料的破壞應力在55 MPa左右，因此需對這2種材料構件分別比較。同時為滿足輸出譜在結構主頻率點上包絡目標譜的要求，經輸入與輸出頻譜比較迭代調整，實際振動臺臺面輸出加速度峰值與動力響應結果見表11。

表11 設備地震響應結果

Table 11 Seismic response results of equipment

由表11中振動臺面最大加速度數據可見，為滿足臺面輸出反應譜要求，工況2和4的實際振動臺面輸出均高于0.1g與0.4g的目標加速度峰值。應力結果分析表明，復合材料最大應力達到其額定機械負荷應力的22.7%，瓷材料最大應力達到其破壞應力的26.5%，可見設備針對此次試驗具有較好的強度安全性。復合材料構件相較于瓷構件偏柔，現有規范暫無避雷器頂端相對位移與變形的限值規定，但高于抗震延性分析時的建筑結構位移要求[14]，而試驗后經設備廠家電氣性能測試，2臺避雷器電氣功能正常，說明表中各設備頂端最大相對位移及位移角在相應避雷器地震能力容許值范圍內。因此建議在設備布置時，考慮加大互連設備間導線冗余長度，避免地震時對連接導線產生拉扯力而增大設備響應。支柱動力放大系數為支柱頂端與振動臺輸出的最大加速度比值，計算結果表明220 kV避雷器支柱動力放大系數明顯高于110 kV避雷器，支柱動力放大系數為1.83～3.00，均遠高于《電力設施抗震設計規范》中對電氣設備支柱動力放大系數要求，且試驗中隨著激勵增大，支柱動力放大系數呈增大趨勢，因此，應優化支柱結構設計，降低對設備抗震的不利影響。

5 結 論

(1)本文提出了適用于復合材料電氣設備振動臺試驗方法與抗震能力判定試驗方法，為今后開展復合材料電氣設備抗震性能研究奠定了基礎。

(2)高抗復合材料套管、GIS復合材料套管及復合材料避雷器一階頻率均處于地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內。試驗表明：與傳統的瓷質套管相比，復合材料套管阻尼比較大，可有效降低設備的地震響應，表明復合材料電氣設備具備良好的抗震性能。

(3)在設計基本地震加速度為0.4g的輸入條件下，參與試驗的各設備應力安全裕度較大，滿足工程的抗震要求。

(4)由于復合材料設備的剛度較低，試驗過程中，設備位移響應較大，因此在針對復合材料套管類電氣設備進行變電站設計時，應對套管頂端軟導線冗余長度進行分析，確保在地震作用下，套管不至因導線拉拽而產生破壞。

(5)試驗中2臺復合材料避雷器的支柱動力放大系數均高于GB 50260—2013《電力設施抗震設計規范》的要求，且隨激勵大小變化，建議優化設備支柱結構形式，降低支柱對設備抗震的不利影響。

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(編輯：張媛媛)

Experimental Study of Earthquake Simulation Shaking Table on Electrical Equipment of Composite Material for Sichuan-Tibet Interconnection Project

CHENG Yongfeng1, LU Zhicheng1, LIU Zhenlin1, SUN Yuhan1,DING Yansheng2, YI Jianshan2, MENG Xianzheng1, LU Xianlong1

(1.China Electric Power Research Institute, Beijing 102401, China;2.Construction Headquarter of Project Grid Between Sichuan and Tibet, Chengdu 610000, China)

Electrical equipment of composite material has been applied in some substations, due to its characteristics of lighter quality and higher breaking strength.However, little research has been done in the seismic behavior of electrical equipment of composite material, especially for the experimental study of earthquake simulation shaking table.Based on the Sichuan-Tibet interconnection project, this paper summarized the researches on the seismic behavior of electrical equipment of composite material at home and abroad, and then studied its assessment method combined with the existing research on the seismic behavior of electrical equipment in China.Then, the input waveform, the peak acceleration and the judging principle of seismic ability also had been confirmed for the shaking table test of composite materials electric equipment.With using this method, 800 kV HV reactor bushing, 220 kV GIS external insulation bushing, 110 kV and 220 kV lightning arresters were tested respectively on earthquake simulation shaking table, and the dynamic characteristics and seismic response of the equipment were obtained.The test results show that the stresses on the tested electrical equipments of composite material all meet the seismic requirements of 0.4gdesigned basic acceleration.

Sichuan-Tibet interconnection project; electrical equipment; seismic; composite material; bushing; lightning arrester

國家電網公司科技項目(5299001352u7)。

TM 645

A

1000-7229(2015)03-0049-10

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.03.009

2014-09-19

2014-11-05

程永鋒(1969)，男，博士，教授級高級工程師，主要從事輸變電工程地基基礎與防災減災的研究工作；

盧智成(1978)，男，博士，高級工程師，主要從事電力設施抗震的研究工作；

劉振林(1987)，男，碩士，工程師，主要從事電力設施抗震的研究工作；

孫宇晗(1984)，男，碩士，工程師，主要從事電力設施抗震的研究工作；

丁燕生(1964)，男，學士，高級工程師，主要從事輸變電工程的建設與技術管理工作；

易建山(1968)，男，學士，高級工程師，主要從事輸變電工程的建設與技術管理的研究工作；

孟憲政(1986)，男，學士，工程師，主要從事電力設施抗震的研究工作；

魯先龍(1972)，男，博士，高級工程師，主要從事輸變電工程地基基礎與防災減災的研究工作。