高烈度地震區±500 kV換流站閥廳結構選型分析

何 勇，劉 超，馮仁德

(西南電力設計院有限公司，四川 成都 610021)

1 概述

閥廳是直流換流站中用于布置換流閥的主要生產建筑物，通常一幢閥廳布置一個換流單元及相關設備；其與換流變壓器一般聯合布置，并設置防火墻(閥廳防火墻)進行分隔。閥廳常用的結構形式主要有鋼－鋼筋混凝土混合結構(簡稱混合結構)、全鋼結構兩類。其中，混合結構利用防火墻作為閥廳豎向承重及抗側力結構的組成部分，具有結構剛度大、結構耗鋼量小的優點；但其抗側力構件平面布置不規則，地震作用下結構扭轉效應明顯。國內對于±800 kV換流站高端閥廳采用混合結構已開展了相關扭轉變形分析、抗震性能分析等研究工作，但有關±500 kV換流站閥廳的研究分析成果較少。并且由于對混合結構抗震性能認識不足，以及對結構抗震概念設計的忽視，目前國內已建成的絕大部分±500 kV換流站閥廳均采用了混合結構。

本文依托±500 kV金官換流站閥廳設計，通過對混合結構、全鋼結構兩類結構形式分別進行靜力、動力分析，著重研究了其結構剛度、承載能力及抗震性能，提出了高烈度地震區±500 kV換流站閥廳結構選型建議。

2 工程概況

±500 kV金官換流站為云南金沙江中游電站送電廣西直流輸電工程送端換流站，站址位于云南省麗江市永勝縣三川鎮，工程場地地震基本烈度Ⅷ度，地震動峰值加速度0.22g，特征周期0.40 s；站址50年一遇基本風壓0.30 kPa。

根據電氣總布置，換流區域的閥廳、主控樓和換流變壓器采用“一字型”布置。閥廳、主控樓背靠直流場聯合布置，主控樓居中，兩側平行布置極1閥廳、極2閥廳；12臺換流變壓器一字排開，背靠閥廳，布置在其北側，面向交流場，見圖1。

圖1 換流區域布置圖

單極閥廳平面尺寸為58.00 m(長)×25.00 m(寬)，高度19.100 m(屋架下弦標高)。

3 結構選型

±500 kV換流站閥廳為單層單跨工業廠房，根據閥廳工藝布置、建筑特點，其主體結構可以采用的結構形式主要有混凝土結構、混合結構、全鋼結構三類。

3.1 混凝土結構

混凝土結構閥廳的主體結構由鋼筋混凝土框架與鋼屋架承重的有檁體系輕型鋼屋蓋組成；其橫向抗側力結構為框架柱與鋼屋架鉸接構成的單跨排架，縱向為多跨鋼筋混凝土框架。換流變側的鋼筋混凝土框架填充墻兼作防火墻。

混凝土結構閥廳具有結構剛度分布均勻、無需防火保護、造價較低等優點。但由于鋼筋混凝土框架柱截面高度大，造成橫向軸線尺寸加大，閥廳占地面積增加；另一方面，混凝土結構的現場作業量大，施工工期較長；此外，由于混凝土結構無法實現電磁屏蔽，還需單獨采取屏蔽措施。因此，混凝土結構體系閥廳在國內±500 kV換流站的實際工程應用極少。

3.2 混合結構

混合結構包括鋼－鋼筋混凝土墻混合結構和鋼－鋼筋混凝土框架混合結構兩類。

鋼－鋼筋混凝土墻混合結構閥廳的主體結構由鋼柱、防火墻及鋼屋架承重的有檁體系輕型鋼屋蓋組成；其橫向抗側力結構為鋼柱、防火墻與鋼屋架構成的單跨排架，縱向則分別為近換流變側的混凝土防火墻、遠換流變側的鋼支撐－排架；防火墻采用全現澆鋼筋混凝土墻，兼作閥廳豎向承重及抗側力結構。鋼－鋼筋混凝土墻混合結構具有閥廳占地面積較小、結構耗鋼量較小等優點；但是其抗側力構件布置不規則，地震作用下結構容易發生扭轉耦連反應。鋼－鋼筋混凝土墻混合結構閥廳在國內±500 kV換流站的應用較為廣泛，2007年以前，由外方負責設計的12座±500 kV換流站全部采用了此類結構形式。

鋼－鋼筋混凝土框架混合結構是鋼－鋼筋混凝土墻混合結構的改進，其主體結構組成基本一致，但防火墻的結構形式由全現澆鋼筋混凝土墻改進為鋼筋混凝土框架填充墻。改進防火墻結構形式的目的是減輕結構剛度分布不均勻程度，減小結構在地震作用下的扭轉響應，提高結構抗震性能。根據吳必華等人對于±800 kV換流站高端閥廳在地震作用下的扭轉變形分析研究，鋼－鋼筋混凝土框架混合結構的抗扭性能優于鋼－鋼筋混凝土墻混合結構。但在目前已完成的有關鋼－鋼筋混凝土框架混合結構的抗震性能研究工作中，通常沒有考慮填充墻對于框架剛度的影響，因此低估了此類結構形式的結構剛度分布不均勻程度；此外，國內外歷次大地震的震害調查，以及框架填充墻的有關抗震試驗、理論分析表明，填充墻的延性差、承載力低，在地震作用下通常先于主體框架發生破壞，并且在大震作用下的破壞倒塌嚴重，可能造成換流閥、換流變壓器等設備的嚴重損壞，這對于生命線工程在震中維持使用功能不中斷非常不利；因此，可以認為鋼－鋼筋混凝土框架混合結構亦屬于抗震不利的結構形式。鋼－鋼筋混凝土框架混合結構體系閥廳在國內±500 kV換流站的實際工程應用也較多，±500 kV德陽換流站、±500 kV從化換流站等工程采用了此類結構形式。

3.3 全鋼結構

全鋼結構閥廳的主體結構由鋼柱、鋼屋架及支撐系統組成；其橫向抗側力結構為鋼柱、鋼屋架構成的單跨剛架，縱向則為鋼支撐－排架。防火墻與主體結構脫開布置，不作為閥廳豎向承重及抗側力結構，因此其結構形式不受限制，既可采用現澆鋼筋混凝土墻，也可采用預制裝配式結構，實現閥廳及防火墻的全裝配化建設。

全鋼結構體系閥廳具有延性好、承載力高、受力明確的優點；其抗側力構件平面布置規則，符合抗震概念設計總體要求，結構在地震作用下的扭轉反應較小，抗震性能優越。此外，鋼結構的裝配化程度高，現場作業量小，施工工期較短。但由于結構耗鋼量略高，目前，全鋼結構閥廳在國內±500 kV換流站的實際工程應用極少。

3.4 初步選型

根據抗震概念設計要求，結合工程應用經驗，本文初步選擇混合結構、全鋼結構作為高烈度地震區±500 kV換流站閥廳的備選結構形式。由于常規的計算分析方法無法正確判定鋼－鋼筋混凝土框架混合結構的抗震性能，同時也考慮到填充墻的延性差、抗震承載力低、大震下的震害嚴重，因此，混合結構選擇鋼－鋼筋混凝土墻混合體系。

4 結構布置

4.1 混合結構

混合結構閥廳的主體結構由鋼柱、防火墻及鋼屋架承重的有檁體系輕型鋼屋蓋組成；防火墻采用全現澆鋼筋混凝土墻，兼作閥廳豎向承重及抗側力結構，見圖2。

圖2 混合結構閥廳底層平面布置圖

閥廳橫向抗側力結構為鋼柱、防火墻與鋼屋架構成的單跨排架，其中，混凝土防火墻是抵抗側向力的主要構件。橫向結構布置突破橫向換流變相間防火墻位置限制，按等間距設計，以減小閥塔吊梁及檁條、墻梁等圍護結構的跨度，并使得閥廳兩端開間的支撐結構具有合適的交角。

閥廳縱向抗側力結構分別是近換流變側的混凝土防火墻、遠換流變側的鋼支撐－排架。縱向鋼支撐－排架由鋼柱、系桿、交叉支撐組成。柱間交叉支撐設置兩道，分別布置于兩端開間，主要目的在于增加排架抗側剛度，減輕地震作用下角部構件的應力和變形集中。

閥廳屋蓋支撐系統由下弦水平支撐、上弦水平支撐和屋架垂直支撐組成。其中，下弦同時設置橫向水平支撐和縱向水平支撐，構成封閉支撐體系，可靠傳遞屋蓋系統水平力、協調橫向結構共同受力。上弦設置橫向水平支撐。屋蓋上、下弦橫向水平支撐與柱間交叉支撐均設于端部開間，既可共同傳遞水平力，亦可增加角部豎向承重構件多余約束，增加鋼結構部分抗扭剛度，提高結構抗扭能力。

混合結構閥廳主體結構的主要受力構件規格見表1。

表1 混合結構閥廳主要構件一覽表

4.2 全鋼結構

全鋼結構閥廳的主體結構由鋼柱、鋼屋架及支撐系統組成；防火墻與主體結構脫開布置，不兼作閥廳豎向承重及抗側力結構的組成部分，僅作為閥廳的圍護結構。由于目前預制裝配式防火墻的研究尚不成熟，防火墻仍采用現澆鋼筋混凝土墻結構。

閥廳主體結構與防火墻脫開布置可以采用兩種方式：一是縱向閥廳防火墻與橫向換流變相間防火墻設計為V形節點，近換流變側的鋼柱布置于V形節點內；二是縱向閥廳防火墻與橫向換流變相間防火墻設計為T形節點，近換流變側的鋼柱與防火墻平行錯開布置。為了方便柱間支撐系統的布置，本文采取第二種布置方式，見圖3。

圖3 全鋼結構閥廳底層平面布置圖

閥廳橫向抗側力結構為鋼柱與鋼屋架構成的單跨剛架。橫向結構對齊橫向換流變相間防火墻布置，方便換流變壓器閥側套管穿越閥廳防火墻與換流閥連接，并確保相關電氣設備導體的電氣凈距。

全鋼結構的柱間支撐、屋蓋支撐系統設置原則與混合結構基本一致，屋蓋上、下弦橫向水平支撐與柱間交叉支撐均設于兩端開間。

全鋼結構閥廳主體結構的主要受力構件規格見表2。

表2 全鋼結構閥廳主要構件一覽表

5 結構計算與分析

5.1 計算模型

結構計算分析采用通用有限元結構分析與設計軟件STAAD.Pro，梁、柱、屋架及支撐均采用其梁單元Bea m，混凝土墻采用面單元Surface。

根據±800 kV換流站高端閥廳的抗震設計研究成果，懸掛閥塔對于閥廳主體結構具有一定的減震作用，因此，在進行結構計算分析時，可以按無閥結構考慮。因此，本文在計算模型建立時不考慮懸掛閥塔。

混合結構閥廳、全鋼結構閥廳的結構模型分別見圖4、圖5。

圖4 混合結構閥廳結構模型圖

圖5 全鋼結構閥廳結構模型圖

5.2 靜力分析

5.2.1 結構剛度

根據現行國家標準《鋼結構設計規范》GB 50017—2003的規定，屋蓋桁架的容許撓跨比為1/400，風荷載作用下的單層框架容許位移角為1/400(偏嚴格的按有橋式吊車的框架要求)。計算結果表明，混合結構閥廳、全鋼結構閥廳的屋架撓跨比、框架位移角均遠小于1/400，滿足規范要求，結構具有足夠的剛度。

表3 結構變形

5.2.2 承載能力

計算分析表明，混合結構閥廳、全鋼結構閥廳的主要結構構件的計算應力比均小于0.8，考慮結構重要性系數1.1后，應力比小于0.9，結構承載力均滿足要求。

表4 結構承載力

從受力來看，混合結構、全鋼結構的柱及支撐均由長細比控制，內力不大，這表明了±500 kV換流站閥廳屬于輕型廠房的本質。屋架結構由于屋蓋跨度較大，且下弦層懸掛有換流閥等設備，受力較大，弦桿均由強度(穩定性)控制。對比屋架結構的受力，全鋼結構由于剛架效應，其屋架受力較混合結構略小。

5.3 動力分析

5.3.1 特征值分析

根據動力分析計算，混合結構、全鋼結構的前10階自振特性分別見表5。

表5 混合結構自振特性

從混合結構的自振特性來看，低階振型的結構自振周期偏短，接近甚至小于場地特征周期，反映結構剛度偏大；前10階振型除去局部振型之外，其余振型全部為扭轉振型，未見平動振型，反映結構剛度分布嚴重不均勻，結構扭轉嚴重。

此外，分析振型參與系數，前10階振型的振型參與系數之和不足30%；并且事實上，當截斷振型增加至100階時，振型參與系數增加非常有限，遠低于90%。造成振型參與系數不足的原因：一是結構剛度分布不均勻；二是結構體系自由度較多。振型參與系數不足，說明后續高階振型不能忽略，否則將導致地震作用偏小。因此，在反應譜分析中，必須增加振型數量，滿足振型參與系數不小于90%的要求。

表6 全鋼結構自振特性

從表6來看，低階振型的結構自振周期大于場地特征周期，反映結構剛度適中。結構的第1振型主要為Z方向的平動振型，同時為Z方向的主振型；第2振型主要為X方向的平動振型，同時為X方向的主振型；第4振型為扭轉振型。

抗震研究表明，結構扭轉為主的第一自振周期與平動為主的第一自振周期之比，對結構的扭轉響應有明顯影響，當兩者接近時，扭轉效應顯著增大。參照《高層建筑混凝土結構技術規程》JGJ 3—2010的要求，周期比不應大于0.9，全鋼結構的周期比值Tt／T1僅為0.6，反映結構剛度分布均勻，地震作用下的扭轉效應較小。

5.3.2 反應譜分析

從反應譜方法計算的結構內力來看，由于結構的總重力荷載代表值不大，在多遇地震作用下，抗側力結構承受的水平地震剪力較小，地震作用不控制結構設計。因此，本文著重研究地震作用下的結構變形分析。根據反應譜分析得到的結構在多遇地震作用下的節點位移值，按規范規定的方法，計算得到混合結構、全鋼結構的位移比見表7。

表7 結構位移比

根據現行國家標準《建筑抗震設計規范》GB 50011－2010的規定，在規定的水平力作用下，樓層的最大彈性水平位移大于樓層兩端彈性水平位移平均值的1.2倍，則為扭轉不規則；同時，這一比值不宜大于1.5。混合結構的位移比達到1.98，大大超出1.5的限值，屬于特別不規則結構。而全鋼結構的位移比為1.01，表明結構抗側力構件布置規則。

6 結論

(1)非地震作用工況下，混合結構閥廳、全鋼結構閥廳的結構變形、結構強度及穩定性均能滿足要求，結構具有足夠的剛度及承載力。

(2)混合結構在地震作用下的扭轉反應明顯，除局部振型外，其低階振型全部為扭轉振型；結構位移比高達2.0，大大超出1.5的限值。屬于特別不規則結構，結構布置存在明顯的薄弱部位，抗震性能較差。

(3)當采用混合結構時，在振型分解反應譜分析計算中應取足夠的振型數，以滿足振型參與系數不小于90%的要求；并且根據《建筑抗震設計規范》GB 50011－2010的規定，應采用時程分析法進行多遇地震作用下的補充計算。

(4)全鋼結構的第1、2階振型均為平動振型，并為相應方向的主振型；結構周期比僅為0.6；結構位移比僅為1.01；表明結構布置規則、剛度分布均勻。

(5)由于混合結構抗側力構件布置特別不規則，結構存在明顯的薄弱部位，抗震性能較差；而全鋼結構布置規則、剛度均勻，因此，高烈度地震區的±500 kV換流站閥廳結構形式建議采用全鋼結構。

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