GIS 抗震性能仿真分析研究

高 洋，沈豐慧

（新東北電氣集團高壓開關有限公司，沈陽 110025）

0 引言

GIS（氣體絕緣金屬封閉開關）是指全部或部分采用氣體，而不是采用處于大氣壓力下的空氣作為絕緣和滅弧介質的開關設備[1]。GIS 具有結構重心高、結構復雜、技術精密、阻尼小、固有頻率小等特點，較易受到地震影響，因此提高GIS 抗震性能成為一項必要的課題[2-5]。

國外學者對電氣設備的抗震研究開始于20世紀70 年代。1979 年日本學者首次在電氣設備的抗震性能研究中采用了動力方法[6]。美國的Z.Cagnan 及Song Junho 通過試驗對電氣設備的抗震設計理論、動力特性和可靠度等問題進行了研究[7-8]。

我國開展電氣設備抗震研究相比國外較晚，針對整體GIS 設備抗震方面的研究也晚于美國等國家。李學斌等學者采用反應譜分析理論對550 kV GIS 進行地震動特性有限元分析，得出550 kV GIS 在AG5 抗震水平下的地震動響應及GIS 結構的最大應力和變形，提出設計改進意見[9]。李寧等人進行單點地震輸入和考慮行波效應的多點地震得到設備的位移與應力，提出不能忽略地震行波效應對整體GIS 結構的影響[10]。楊濤進行了GIS高壓開關設備原型結構的模擬地震振動臺試驗，并利用有限元法計算出GIS 設備的套管處為該電氣設備的薄弱點[11]。孫幫新開展特高壓單體電氣設備的抗震有限元計算和地震模擬振動臺試驗，通過采取選用復合材料、優(yōu)化支架及設備結構、創(chuàng)新設備連接導體及金具、采用隔震減震等抗震新技術，可有效改善換流站直流場主要電氣設備的抗震性能[12]。謝強對樓面電氣設備分別進行了有限元動力特性分析和100 組地震動輸入下的時程響應分析，提出樓面反應譜抗震設計方法[13]。樊慶玲對樓面GIS 電氣設備整體模型和生產綜合樓主結構模型分別進行有限元動力特性分析和地震時程響應分析，提出適當增大規(guī)范中對樓面動力反應放大系數的取值[14]。何暢等人提出支架對體系抗震性能有較大影響，加固后的支架能顯著提高GIS 套管-支架體系的抗震性能[15]。

同時，國內學者針對于GIS 設備套管抗震方面也進行了深入研究。王曉游運用有限元法計算對比未安裝和安裝阻尼器的穿墻套管在地震下的響應，得出增設阻尼器可大幅度提高穿墻套管的抗震性能[16]。王革鵬利用有限元靜力及反應譜理論，對550 kV 油紙電容式套管進行抗震強度計算并進行了振動臺試驗，最后將抗震計算的結果與振動臺試驗的數據相結合，對套管的抗震性能進行評估，驗證了套管抗震計算的有效性[17]。王海菠、孫宇晗、石高揚等人開展特高壓氣體絕緣開關設備瓷套管和復合套管振動臺試驗，對該振動臺進行數值仿真研究，得到套管在不同等級地震激勵下關鍵部位的加速度、應變及位移響應，提出適當增大本體的剛度可以降低套管的地震響應；提出較之瓷質套管，復合套管具有阻尼比高、應力安全裕度大、對加速度的放大效應低的優(yōu)點，同時基頻較低，套管頂部位移較大，可應用于高地震烈度區(qū)變電站，但應注意增大上部連接導線冗余長度[18-20]。

雖然國內外學者對于電氣設備抗震研究開展了大量工作，但是關于電氣設備支架對GIS 整體設備抗震性能影響的相關研究總體較少。降本增效（以下簡稱“降本”），廣義上指企業(yè)通過降低成本來增加效益的經營管理策略。微觀上指合理、科學地實施降本增效，使企業(yè)以較低成本實現更多收益；宏觀上指企業(yè)節(jié)省下的財力、物力等資源再次進行產品的生產與升級，使產品質量更佳，其中設計效益是最大的降本效益的理念[21-23]。因此，本文以某363 kV GIS 設備的實體簡化模型為基礎，通過采用有限元方法對設備進行響應譜分析，對比分析了套管支架降本前GIS 結構和套管支架降本后GIS 結構的仿真計算結果。該方法對GIS 設備優(yōu)化設計具有一定的參考價值，可確保變電站穩(wěn)定運行[24]。

1 GIS 組合電器計算模型

仿真分析過程中計算模型的建立是最重要的步驟之一，直接關系到計算效率和結果的準確性。本文以某實體363 kV GIS 設備為原型，利用Creo軟件建立簡化模型并導入到ANSYS Workbench軟件中進行計算分析。模型簡化主要包括以下幾個方面：

1）簡化對結構抗震分析結果無影響的部分細節(jié)結構，例如電纜線、法蘭之間的螺栓及瓷套管等復雜的內外部結構，對瓷套管的簡化保證其質量、體積、慣性矩與實際參數的一致性。

2）對GIS 設備內部復雜的結構（滅弧室及液壓彈簧操作機構）采用等效質量代替，主要通過改變計算模型中密度參數來保證簡化后部件重心和重量保持一致。

3）忽略地基基礎在實際地震中對GIS 設備的影響。

簡化后該363 kV GIS 設備的標準間隔主要結構計算模型如圖1 所示，主要由斷路器開關、電流互感器、隔離開關、接地開關、分母線、L型轉角母線、T 型轉角母線、均壓環(huán)、瓷套管、套管支撐罐、過渡母線、液壓彈簧機構裝置、套管支架、螺柱支撐件等構成，現場安裝時通過焊接方式將整體設備固定在現場的預埋件上。363 kV GIS 設備整體模型尺寸約為9 m×0.9 m×8.2 m，重心高度約為3.4 m，總質量約為5 200 kg。罐體材料為鋁合金G-AlSi7Mg，套管以高強瓷材料為主，鋼支架以Q235 材料為主，具體材料力學性能參數如表1 所示。套管支架降本前與降本后結構如圖2、圖3 所示。

圖1 363 kV GIS 計算模型

圖2 降本前套管支架

圖3 降本后套管支架

表1 模型中各種材料屬性

2 GIS 抗震計算方法

2.1 響應譜曲線

選擇不同的地震頻譜對計算結果有較大影響，本次計算頻譜選用標準GB/T 13540—2009中阻尼比為2%的AG5 響應頻譜，阻尼比為2%響應頻譜的加速度幅值相比其他響應頻譜幅值較大，計算條件最為嚴苛。

2.2 模態(tài)合并算法

線性振動結構，若不考慮阻尼對其振動的影響，振動的微分方程可以表示為：

式中：M 為質量矩陣；K 為剛度矩陣。

其解的形式為：

式中：{X}代表振幅，將式（1）、式（2）組合求解后可得：

特征向量就是仿真模擬求得的模態(tài)，模態(tài)分析可以得出結構的振動特性。

2.3 響應譜法

響應譜分析基于隨機振蕩原理[26]，以結構模態(tài)分析為基礎。

假定有一組N 個自振周期Ti（i=1，2，…，N）不同而阻尼比相同的單自由度系統，在地震加速度作用下，系統的最大絕對加速度響應為Sa（ζ，Ti），i=1，2，…，N，則有：

式中：Sa（ζ，Ti）為絕對加速度反應譜；yg為彈性形變引起的位移。

若以Fmax表示地震慣性力的最大絕對值，即為地震載荷，則有：

根據標準GB/T 13540—2009 對應力組合的要求，使用SRSS（平方和開平方法）的計算方式，其表達式為：

式中：Rmax為模態(tài)總體響應；ρij為耦合系數；m和n 為參與疊加的模態(tài)數目；Ri，max為第i 階模態(tài)最大響應；Rj，max為第j 階模態(tài)最大響應。所以運用響應譜法計算抗震反映出設備動態(tài)特性及地震響應對設備的影響[27]。

3 GIS 邊界條件與模態(tài)分析

3.1 靜載荷的確定

標準GB/T 13540—2009《高壓開關設備和控制設備的抗震要求》中規(guī)定：計算邊界條件為地震烈度與附加載荷組合后作為開關設備總的承載能力，高壓開關設備和控制設備固定點之間沒有地面移動[28]。根據上述標準要求，計算模型邊界條件設置為：斷路器和各個單元在ANSYS Workbench 軟件中接觸面采用bond 處理，斷路器支架底面在ANSYS Workbench 軟件中采用完全固定約束，風負載為風速V=10 m/s 時的風壓P=62.5 Pa，斷路器內壓施加0.6 MPa，其余氣室內壓施加0.4 MPa，設備自重，靜態(tài)套管端子負荷如表2所示。

表2 GIS 開關設備套管端子拉力

3.2 降本前GIS 結構模態(tài)分析

對結構進行ANSYS Workbench 靜力模塊分析，在此計算結果基礎上采用模態(tài)分析模塊，以四面體方式對計算模型進行網格劃分，劃分后其節(jié)點數量為882 825，單元數量為485 637。根據GB/T 13540—2009 要求，需對35 Hz 以下的振型進行計算，得到其前17 階固有頻率如表3 所示，降本前GIS 結構前2 階振型如圖4、圖5 所示。

圖4 降本前GIS 結構第1 階振型

圖5 降本前GIS 結構第2 階振型

由表3 可以看出，該結構前2 階固有頻率分別為4.138 5 Hz 和4.160 9 Hz，分布在4～5 Hz；前4 階固有頻率分布在4～10 Hz。而地震的頻帶寬度為0.5～10 Hz，主要頻帶為1～5 Hz[29]，因此該設備存在發(fā)生共振的可能，需要進行進一步響應譜計算分析。

表3 GIS 開關設備前17 階固有頻率

根據圖4、圖5 可以看出，結構下部分振動較少，結構頂部振動較大，套管頂部振動處于危險區(qū)域，因此，前期設計時應采取必要措施加強套管的抗震能力。仿真計算結果符合以往高壓開關在地震中破壞部位統計分布結果。

3.3 降本后GIS 結構模態(tài)分析

從前期設計思路上采用降低結構的重心方法設計一種低成本套管支架，在不改變其他GIS 結構及功能的基礎上降低整體設備重心位置。這種設計方法不但可以降低生產成本，還可以有效避免共振和提高結構的抗震能力[30]。降本后GIS 結構前2 階陣型如圖6、圖7 所示。

圖6 降本后GIS 結構第1 階振型

圖7 降本后GIS 結構第2 階振型

使用新結構套管支架后，整體設備重心位置由3.343 m 降低至3.271 m。由圖6、圖7 可以看出，降本后GIS 結構前2 階固有頻率分別為5.057 5 Hz 和5.073 9 Hz，相比降本前GIS 結構前2 階固有頻率有所增加。降本后GIS 結構下部分振動較少，結構頂部振動較大，套管頂部振動處于危險區(qū)域。降本后GIS 結構前2 階固有頻率分布在5～6 Hz，脫離了地震卓越頻率區(qū)（1～5 Hz），因此降本后GIS 結構抗震性能有所提升。

通過ANSYS Workbench 模態(tài)分析模塊，計算得出降本前與降本后2 種GIS 結構前17 階固有頻率，具體計算結果如圖8 所示。由圖8 可以看出，降本后GIS 結構前17 階固有頻率相比降本前均有所提高，其中前10 階固有頻率值提高相對較大。由此證明，降低結構重心高度，結構固有頻率有所提高，可有效減少在地震主要頻帶1～5 Hz 范圍內出現的振型數量，從而提高結構抗震性能。

圖8 2 種結構的前17 階頻率

4 GIS 設備響應譜分析

對計算模型水平方向（X 向和Z 向）分別施加阻尼比2%的AG5 響應頻譜，對于垂直方向抗震水平、方向系數為水平方向的0.5，選用SRSS 方法進行求解計算[25]。

4.1 X+Y 向地震響應譜計算結果

X+Y 向地震響應頻譜和附加載荷共同作用下，瓷套管最大響應及結構各主要部件計算最大應力值見表4—6，套管位移云圖見圖9—10，支架計算應力云詳見圖11—12。

圖9 降本前套管位移分布云圖

圖10 降本后套管位移分布云圖

圖11 降本前套管支架應力分布云圖

表4 2 種結構的套管最大響應（X+Y 向）

表5 模型中各部件計算最大應力（X+Y 向）

表6 套管和環(huán)氧樹脂計算最大應力（X+Y 向）

由表4 可知，在X+Y 向地震烈度與附加載荷組合共同作用下，降本前GIS 結構與降本后GIS 結構的瓷套管X 方向位移值分別為26.64 mm和20.64 mm，降本后GIS 結構的瓷套管X 方向位移值相對較小。2 種結構最大位移值位置均在套管頂部，這和結構模態(tài)分析第1 階、第2 階振型特性完全相符。由圖9、圖10 可知，降本后結構套管總變形量相比降本前結構套管總變形量有所減小。

由圖11、圖12 可知，GIS 結構套管支架的最大等效應力值降本前與降本后分別為107.24 MPa 和68.80 MPa，均位于套管支架上部，降本后GIS 結構套管支架的等效應力值相對較小。

圖12 降本后套管支架應力分布云圖

由表5—6 可知，在AG5 抗震水平下2 種GIS 結構各部件計算應力最大值均小于標準GB/T 13540—2009 中要求的許用應力值，且具有較大的安全裕度。降本后GIS 結構各部件計算應力最大值相比降本前均有所降低。

4.2 Z+Y 向地震響應譜計算結果

Z+Y 向地震響應譜和靜載荷共同作用下，套管最大響應及結構各主要部件計算最大應力見表7—9，套管位移云圖見圖13—14，支架計算應力云圖見圖15—16。

圖13 降本前套管位移分布云圖

圖14 降本后套管位移分布云圖

圖15 降本前套管支架應力分布云圖

表7 2 種結構的套管最大響應（Z+Y 向）

表8 模型中各部件計算最大應力（Z+Y 向）

表9 套管和環(huán)氧樹脂計算最大應力（Z+Y 向）

由表7 可知，在Z+Y 向地震烈度與附加載荷組合共同作用下，降本前GIS 結構與降本后GIS結構的瓷套管Z 方向位移值分別為55.16 mm 和38.3 mm，降本后GIS 結構的瓷套管Z 方向位移值相對較小。2 種結構最大位移值位置均在套管頂部，這和結構模態(tài)分析第1 階、第2 階振型特性完全相符。由圖13、圖14 可知，降本后GIS 結構套管總變形量相比降本前GIS 結構套管總變形量有所減小。

由圖15、圖16 可知，降本前GIS 結構與降本后GIS 結構套管支架的最大等效應力值分別為220.4 MPa 和195.02 MPa，降本后GIS 結構套管支架的等效應力值相對較小。

圖16 降本后套管支架應力分布云圖

由表8—9 可知，在AG5 抗震水平下2 種GIS 結構各部件計算應力最大值均小于標準GB/T 13540—2009 中要求的許用應力值，降本后GIS結構各部件計算應力最大值相比降本前GIS 結構各部件計算應力最大值均有所降低。

對比X+Y 向和Y+Z 向地震響應譜計算結果可知，降本后GIS 結構各主要部件計算位移與應力值相比降本前的較小，因此降本后GIS 結構抗震性能相比降本前GIS 結構抗震性能有所提高。同時，Y+Z 向各部件計算結果的位移與應力值相對X+Y 向計算結果較大，故該363 kV GIS 設備在Y 和Z 方向整體結構剛度相比X 和Y 方向整體結構剛度較小。

5 結論

本文以某363 kV GIS 設備的實體簡化模型為基礎，通過采用有限元方法對設備進行模態(tài)分析和響應譜分析，對比分析了降本前和降本后2種GIS 結構的振動特性以及動力響應，得出以下結論：

1）降本前GIS 結構前2 階固有頻率分布在4～5 Hz，降本后GIS 結構前2 階固有頻率分布在5～6 Hz，脫離了地震卓越頻率區(qū)（1～5 Hz），降本后結構前17 階固有頻率對比降本前結構前17 階固有頻率均有所提高。

2）從模態(tài)分析振型圖可得，GIS 設備下部分結構振動較少，頂部振動較大且危險區(qū)位于套管頂部，不利于設備安全穩(wěn)定運行。降低結構重心位置，結構固有頻率增大，降低了設備發(fā)生共振的可能性，避開了地震卓越頻率區(qū)，因此地震反應較小。

3）對比X+Y 向和Y+Z 向地震響應譜計算結果可知，Y+Z 向各部件計算結果的位移與應力值相對較大，故該型363 kV GIS 設備在Y 和Z 方向結構整體剛度相比X 和Y 方向結構整體剛度較小。

4）在AG5 抗震水平下，降本前和降本后2 種GIS 結構各部件計算應力最大值均小于標準GB/T 13540—2009 中要求的許用應力值。降本后結構各主要部件計算位移與應力值相比降本前較小，因此降本后GIS 結構抗震性能相比降本前GIS 結構抗震性能有所提高。綜上所述，2 種GIS 結構設備均滿足AG5（0.5g）抗震水平。