多重不確定性下的電氣設備地震失效風險評估

何 暢， 王社良， 江力強

(1. 西京學院 陜西省混凝土結構安全與耐久性重點實驗室，西安 710123；2. 中南大學 土木工程學院，長沙 410075)

變電站中安裝有大量的絕緣子、避雷器、隔離開關等電氣設備。變電站中，電氣設備量大、功能廣，電氣設備在地震下的失效風險對區域電網的災害抵御能力有重要影響。

變電站電氣設備多由陶瓷、玻璃鋼纖維復合材料等材料構成，地震及其次生災害易使電氣設備發生脆性破壞[1]。國內，在2008年的汶川地震中，大量陶瓷制開關類電氣設備斷裂，影響當地電力系統的震后恢復[2]。2013年的蘆山地震造成蘆山、天全、寶興三縣的電網全部垮網，電力負荷損失達2×105kW[3]。2014年魯甸地震、2017年九寨溝地震也均造成了電氣設備的損壞及變電站的斷電失效。強地震也造成了許多國外變電站的損傷及失效。1995年美國Northridge地震、1999年日本Kobe地震中，許多電氣設備倒塌[4-5]。2007年的日本新潟地震引起了電氣設備的漏油失火而造成核電站的停運[6]。2010年，智利[7]、墨西哥[8]及海地[9]均發生了造成電氣設備地震破壞的地震。2011年的日本“311”地震中，共621個電氣設備失效[10]。

變電站中的電氣設備多安裝在支架上，支架對電氣設備的地震響應有一定的放大作用[11]。Mohammadi等[12]研究發現支架的動力特性能顯著影響安裝其上的電氣設備的地震響應，且給出了體系基頻的擬合公式。何暢等[13]研究了安裝在閥廳山墻上穿墻套管的地震響應，提出通過增加閥廳剛度，可提高穿墻套管的抗震性能。林森等[14]對安裝在支架上的特高壓電容式電壓互感器進行了抗震及減震振動臺試驗研究，驗證了減震裝置對支柱類設備的有效性。Li等[15]通過敲擊試驗及振動臺試驗探究了復合材料電氣設備的在地震下的失效模式及其應力、位移、阻尼變化等判別指標。孫宇晗等[16]對170 kV中性點電抗器進行了地震模擬振動臺試驗，提出需考慮設備位移對連接導線的影響。Koliou等[17-18]研究了加勁肋對安裝在支架面板上的套管類設備的地震響應的影響，通過數值與試驗研究的方法優化了加勁肋的布置形式。另外，研究發現管母線可減小其耦聯的電氣設備支架的放大效應，提高體系的抗震性能[19]。

電力設施中，針對水電站、核電站結構地震易損性的研究較多。汶川地震后，針對電氣設備的震害情況的統計易損性研究也逐漸展開[22]，賀海磊等[23]繪制了汶川地震中電氣設備的統計地震易損性曲線。基于地震加速度峰值(peak ground acceleration，PGA)，楊長青[24]研究了汶川地震中電力設施的地震易損性。熊明攀[25]探究了以地震烈度、儀器烈度等參數對電氣設備地震易損性的影響。由于基于震害統計的地震易損性分析方法具有較強的局限性，計算分析法也逐漸應用于電氣設備易損性分析中。Zareei等[26]研究了地震動不確定性對變壓器地震易損性的影響。除地震動不確定性外，材料力學性能對電氣設備的抗震性能也有影響。劉振林等[27-28]考慮了陶瓷材料的強度不確定性，研究了避雷器及隔離開關的地震易損性。Dolsek等[29]考慮不同研究人員的建模分析質量，研究了建模不確定性對結構地震易損性的影響。由于進行電氣設備地震易損性研究的計算分析量較大，基于地震動聚類等高效易損性分析方法也逐漸提出[30]。

Cornell[31]提出了基于概率的地震危險性分析方法，研究結構在地震下的破壞風險。不同學者提出了對房屋、橋梁等結構的地震破壞風險的評估方法，并逐漸應用于基于性能的結構設計中[32]。電力系統方面，閆路鵬[33]評估了中國大陸電網設施的整體地震災害風險。另外，針對變電站電氣設備系統的抗震韌性的研究也逐漸開展。

目前，對電氣設備的地震失效風險的研究較少，且仍然采用強度準則對電氣設備進行抗震設計，未考慮不同烈度地震的發生概率及電氣設備地震易損性對變電站整體抗震性能的影響。變電站中，電氣設備的種類及數量多，且不同電氣設備在造價、運輸時間等方面有較大區別。評估變電站電氣設備的地震破壞風險，對于變電站不同設備在強度取值、備品數量等設計方面具有指導意義，能有效縮短變電站震后停電時間，提高區域電力系統的可靠性。本文考慮了地震動不確定性、結構不確定性、性能指標不確定性及分析質量不確定性的影響，基于我國GB 50260—2013《電氣設施抗震設計規范》[34]及我國地震區劃圖，提出了考慮多重不確定性的變電站電氣設備地震失效風險評估方法。對某真型特高壓氣體絕緣開關(gas insulated switchgear，GIS)套管進行振動臺試驗，并以該型GIS套管為算例，探討了多重不確定性對電氣設備地震易損性的影響，分析了我國不同地區該型套管的地震失效風險，以期為我國變電站的抗震設計提供參考與依據。

1 電氣設備地震失效風險評估方法

1.1 多重不確定性下的電氣設備地震易損性

1.1.1 電氣設備的地震易損性

電氣設備的地震易損性是指在一定強度地震下，電氣設備達到某種地震失效模式的概率，如式(1)所示。

Pf(x)=P(D≥C|IM=x)

(1)

式中：Pf為電氣設備在強度指標IM(intensity measure)為x時的地震失效概率；D為電氣設備的地震響應；C為該響應的失效限值。對于常見工程結構，其地震易損性與地震動強度IM的關系曲線一般符合標準對數正態分布函數曲線，如式(2)所示

(2)

式中：Φ(·)為標準正態分布函數；mR，βR分別為地震動強度指標的中位值及對數標準差(logarithmic standard deviation，LSD)。進行結構的地震失效風險評估時，為充分考慮地震動頻譜特性對結構的影響，式(2)中，IM通常用電氣設備第一周期(T1)對應的加速度反應譜[Sa(T1)]表示。

1.1.2 多重不確定下的電氣設備地震易損性

由于影響結構地震易損性及地震失效風險的隨機變量較多，評估結構的地震易損性及地震失效風險時，需考慮多重不確定性的影響。針對變電站電氣設備，需考慮以下不確定性的影響

(1) 地震動不確定性。地震動具有強烈的隨機性，地震動的PGA、頻譜特性等因素對電氣設備的地震響應有重要影響。評估電氣設備的地震易損性時，需考慮地震動不確定性的影響。由地震動不確定性引起的易損性函數對數標準差記為βr-r。

(2) 結構不確定性。由于變電站電氣設備多為單支柱結構，結構的尺寸因素不確定性對電氣設備的地震響應影響較小。因此，對電氣設備的結構不確定性進行分析時，本文考慮材料彈性模量、密度及結構阻尼比對電氣設備地震響應的影響。由結構不確定引起的易損性函數中的對數標準差記為βr。

(3) 性能指標不確定性。災害現場調查結果表明，地震多引起電氣設備根部截面斷裂，繼而引起電氣設備的地震失效。電氣設備多由陶瓷、復合材料等脆性材料制成，故材料強度隨機性產生的性能指標不確定性影響電氣設備的地震易損性。由電氣設備性能指標不確定性引起的易損性函數中的對數標準差記為βLS。

(4) 認知不確定性。對電氣設備進行地震易損性及地震失效風險分析時，需要建立電氣設備的數值分析模型。不同研究人員所建立的分析模型質量不一致。另外，電氣設備內部一般含有大量的元器件。元器件的力學性能與部件之間連接件的力學參數尚不明確，進一步影響了數值模型的模擬質量。認知不確定性主要通過已有報道的統計得到。由分析模型認知不確定性引起的易損性函數中的對數標準差記為βm。

對于符合標準對數正態分布的隨機變量，可表示為[35]

(3)

(4)

則當第i個隨機變量的對數標準差為βi時，有

(5)

多重不確定性下電氣設備易損性函數的對數標準差可由式(5)確定。

1.2 電氣設備地震失效風險

1.2.1 地震危險性函數

地震危險性函數是指IM為x的地震年發生概率。我國目前尚無具體地區及場地地震危險性函數相關規范。Cornell于1968年指出場地的地震危險性函數可擬合如式(6)所示。

(6)

式中，k0，k為相關系數，可由式(7)～式(8)擬合得到[36]，即

ln(k0)=ln{pDBE·[Sa(T1)DBE]k}=

(7)

(8)

式中：pDBE及pMCE分別為設計基本地震(design based earthquake，DBE)和最大考慮地震(maximum considered earthquake，MCE)的年發生概率，我國分別取pDBE=0.002 1及pMCE=0.000 4；Sa(T1)DBE及Sa(T1)MCE分別為電氣設備第一周期所對應的設計基本地震(設防烈度)和最大考慮地震(罕遇烈度)加速度反應譜。

考慮GB 50260—2013《電力設施抗震設計規范》中推薦的加速度反應譜，當電氣設備的第一周期為T1時，Sa(T1)為

(9)

式中，APG為地震加速度峰值。

考慮結構阻尼比ξ的影響，式(9)中

(10)

(11)

(12)

對于國內不同場地的DBE及MCE下的PGA，本文采用CECS 160：2004《建筑工程抗震性態設計通則》給出的數值[37]。

1.2.2 電氣設備的地震失效風險

電氣設備的地震失效風險是指該設備的在一年內發生地震失效的概率，該參數受到電氣設備的地震易損性函數及場地地震危險性函數的影響，即

(13)

式中，Pl,1為電氣設備的年地震失效概率。將式(2)、式6)代入式(13)，可得[38]

(14)

對于設計使用年限為50年的電氣設備，其在設計使用期內的地震失效概率為

Pl,50=1-(1-Pl,1)50

(15)

由1.1節和1.2節分析可知，考慮多重不確定性時，電氣設備的地震失效風險評估流程如圖1所示。

圖1 電氣設備地震失效風險評估流程Fig.1 Assessment flowchart of electrical equipment seismic failure risk

2 算例簡介

2.1 特高壓GIS套管及數值分析模型

2.1.1 特高壓GIS套管簡介

本文以某型安裝在支架上的特高壓瓷制GIS套管為例，對其進行考慮多重不確定性的地震易損性及地震失效風險評估。特高壓瓷質GIS套管總長12.02 m，為內部充填SF6氣體的空心結構，其根部截面外徑為960 mm。瓷套管通過銅制法蘭安裝于鋼支架上。安裝在支架上的特高壓GIS套管如圖2所示。

圖2 安裝在支架上的GIS套管Fig.2 GIS bushing mounted on the supporting frame

GIS套管鋼支架由寬翼緣H型鋼梁柱及等邊角鋼支撐構成，支架各節點間采用螺栓連接。鋼支架立面如圖3所示。考慮現場安裝條件及精度要求，鋼支架采用長螺栓孔，如圖4(a)所示。在該型GIS套管支架中，梁柱節點梁腹板未采用連接板件與柱連接，如圖4(b)所示。套管及支架具體結構信息可見文獻[39]。

圖3 GIS套管支架立面(mm)Fig.3 Side views of the GIS bushing frame (mm)

圖4 GIS套管支架螺栓節點(mm)Fig.4 Bolt connections of the GIS bushing frame (mm)

2.1.2 特高壓GIS套管數值分析模型

由振動臺試驗研究可知，梁柱節點的剛度對安裝在其上的GIS套管地震響應有較大影響。因此，采用ABAQUS軟件平臺分析梁柱節點剛度曲線。采用C3D8I六面體實體單元模擬梁、柱、加勁肋、連接板及節點螺栓。梁柱節點采用M20高強螺栓連接，螺栓預緊力取108 kN。節點有限元模型中，不同部件的界面之間設置為硬接觸，部件界面切向摩擦因數取0.15。梁柱節點有限元模型如圖5(a)所示。由于梁腹板未與柱連接，節點發生變形時，梁柱之間出現間隙(見圖5(b))，影響節點剛度。由數值分析，該型支架梁柱螺栓節點彎矩—轉角曲線如圖6所示。由圖6可知，支架梁柱節點的彎矩—轉角曲線基本呈線性關系，其擬合剛度曲線剛度k為2.84×106N·m/rad。

圖5 支架梁柱節點及其轉動變形Fig.5 Beam-column connection and its rotational deformation

進一步地，利用Hinge連接模擬該節點的彎矩-轉角關系曲線，利用B31三維梁單元模擬支架梁、柱及支撐，分別利用C3D8R三維六面體實體單元和S4R三維殼單元模擬GIS瓷套管及其均壓環，建立套管-支架體系的數值分析模型。

2.2 數值分析模型的振動臺試驗驗證

對該型特高壓GIS套管進行振動臺試驗以驗證數值分析模型的有效性，振動臺試驗具體信息可見何暢等的研究。安裝在振動臺上的真型GIS套管如圖2(b)所示。由數值分析模型與振動臺試驗獲得的GIS套管前兩階自振頻率如表1所示。在PGA為0.4g的人工波下，由數值分析模型及振動臺試驗獲得的GIS套管根部截面(圖2(a)B1-B1截面)最大應力響應、套管頂部最大位移及加速度響應分別列于表2中。由表1及表2可知，數值分析模型所獲得的GIS套管動力特性及地震響應結果與振動臺試驗結果一致，驗證了該數值分析模型的有效性。

表1 前兩階自振頻率數值分析與振動臺試驗對比Tab.1 Comparison of the first-two resonance frequencies between the numerical analyses and test results

表2 套管最大應力與位移數值分析與振動臺試驗對比Tab.2 Comparison of the maximum stress and displacement results between the numerical analyses and tests

有限元分析與振動臺試驗中，GIS套管頂部加速度反應譜如圖7所示。由圖7可知，GIS套管有限元分析曲線與試驗結果曲線類似，進一步驗證了該有限元模型的有效性。

圖7 GIS套管頂部加速度反應譜Fig.7 Acceleration response spectra at the top of the GIS bushing

3 多重不確定性下的特高壓GIS套管地震易損性

3.1 地震動不確定性

地震動具有強烈的隨機性，Cornell指出，考慮地震動不確定性時，結構地震響應與地震強度指標IM之間近似符合冪函數關系，即

σD|IM=a[Sa(T1)]b

(16)

式中：σD|IM為套管根部截面最大地震應力的擬合值；a，b為擬合系數，則在不同地震動激勵下有

(17)

式中：σmax為套管在地震下的最大地震應力響應；ε為由地震動不確定性引起的隨機參數，則由地震動不確定引起的易損性函數中的對數標準差為

βr-r=σ[ln(ε)]

(18)

式中，σ(·)為標準差函數。

本文選用FEMA/SAC項目推薦的20條天然地震動(LA01～LA20)作為特高壓GIS套管地震易損性分析的地震激勵。20條天然地震動記錄的加速度反應譜及平均反應譜如圖8所示。

圖8 地震動加速度反應譜Fig.8 Acceleration response spectra of the earthquake time histories

在未調幅天然地震動激勵下，特高壓GIS套管根部地震應力響應如圖9所示。由圖9可知，天然地震動下，特高壓GIS套管根部最大應力響應可擬合為

(19)

由式(18)可知，地震動不確定性引起的對數標準差βr-r為0.43。對于該型特高壓GIS套管，由地震動隨機性引起的不確定性較大。

圖9 未調幅地震下套管根部最大應力響應Fig.9 Maximum stresses of the bushing under unscaled earthquake time histories

對該型特高壓GIS套管進行增量動力分析(incremental dynamic analysis，IDA)，可獲得套管在地震失效時對應的加速度反應譜值Sa(T1)。當套管根部應力響應達到陶瓷材料抗拉強度值時，IDA曲線截斷。在LA01～LA20共20條地震動作用下，變壓器套管根部最大應力響應的IDA曲線如圖10所示。由圖10可知，套管應力IDA曲線基本呈現線性關系。陶瓷材料在破壞前呈線性，對于電氣設備地震響應的分析，多采用線性模型。該型GIS套管支架梁柱節點的彎矩—轉角曲線如圖6所示，其接近線性關系。由圖10可確定在套管根部應力響應達到陶瓷抗拉強度極限值時，多條地震動作用下，套管地震失效的第一周期加速度反應譜Sa(T1)均值mR為1.01g。

圖10 不同地震動下套管根部應力IDA曲線Fig.10 IDA curves of the stress at bushing bottom cross section under different earthquake time histories

3.2 結構不確定性

對于特高壓GIS套管，其地震響應主要受套管陶瓷材料彈性模量Ep、陶瓷材料等效密度mp及結構整體阻尼比ξ的影響。另外，支架動力特性對套管地震響應也有較大影響，故本文在評估結構不確定性對GIS套管地震易損性及地震失效風險的影響時，考慮鋼支架鋼材彈性模量Es及支架梁柱節點(見圖5)轉動剛度k離散性的影響。本文考慮的參數、其中位值、變異系數(coefficient of variation，COV)及分布如表3所示。

表3 特高壓GIS套管的結構參數及其分布Tab.3 Structural parameters and distributions of ultra-high voltage GIS bushing

本文共考慮5個結構參數的不確定性，見Dolsek的研究，當各隨機變量的樣本數量大于樣本總數兩倍時，樣本數量對統計中位值及標準差的影響較小。本文采用拉丁超立方法抽樣法(Latin hypercube sampling，LHS)對各隨機變量分別抽取30個樣本。

假設表3中各變量獨立，考慮各變量隨機性引起的對數標準差βi，則該特高壓GIS套管的結構不確定性引起的對數標準差βr可由式(5)計算。對于第i個結構不確定性變量，其引起的對數標準差為

(20)

在進行結構地震易損性分析及地震失效風險分析時，可認為不同地震動作用下結構地震響應是相互獨立的。因此，本文僅分析在LA01地震激勵下的GIS套管地震響應。

在LA01地震動作用下，對于表3中5種變量，由式(20)計算的對數標準差及式(5)計算的結構不確定性對數標準差如表4所示。對于該型特高壓GIS套管，由陶瓷彈性模量不確定性βEp、套管整體質量不確定性βmp、結構阻尼比不確定性βξ、支架鋼材彈性模量βEs及支架梁柱節點轉動剛度不確定性βk引起的結構不確定性對數標準差βr為0.215。另外，由表4可知，支架節點轉動剛度的離散性對GIS套管地震易損性的對數標準差影響較其他結構不確定性參數的影響小。

表4 特高壓GIS套管的結構不確定性對數標準差Tab.4 Logarithmic standard deviation caused by the structural uncertainties of ultra-high voltage GIS bushing

3.3 結構性能指標不確定性

瓷質電氣設備主要表現為地震下斷裂的地震失效模式，故在評估性能指標不確定性的影響時，主要考慮陶瓷強度不確定性對套管地震易損性及地震失效風險的影響。對于該型特高壓GIS套管陶瓷材料，其抗拉強度中位值為45 MPa，COV為6.2%，且陶瓷強度服從正態分布。

進行性能指標不確定性分析時，GIS套管結構參數均取其中位值。采用LHS法對陶瓷抗拉強度進行抽樣，并由圖10計算在GIS套管陶瓷應力響應達到陶瓷抗拉強度時的第一周期加速度反應譜Sa(T1)。由此可得陶瓷強度離散性的性能指標不確定性引起的GIS套管地震易損性的對數標準差βLS為0.060。

3.4 認知不確定性

評估電氣設備地震易損性及失效風險時，多采用數值分析法。電氣設備數值模型的準確性對評估結果有一定的影響。ATC-63規范指出，可根據研究人員水平、模型詳細程度、參數準確性等要求將結構數值分析模型分為質量優、良及一般3個等級，由模型質量不確定性(認知不確定性)引起的對數標準差βm可分別取0.2，0.4及0.6。

由于電氣設備內部結構較傳統結構復雜，采用ATC-63規范推薦的認知不確定性對數標準差不能較準確的反應電氣設備數值分析模型的準確性及離散程度。因此，本文收集整理現有文獻報道中關于電氣設備地震響應的數值分析結果與振動臺試驗結果，并以振動臺試驗結果為基準，對比獲得電氣設備地震應力響應數值誤差。利用對數正態分布統計數值分析誤差的對數標準差，并以此作為現階段電氣設備地震易損性及地震失效風險分析的認知不確定性對數標準差βm。

根據現有文獻報道，本文收集統計共40個地震應力響應分析工況的數值分析結果與振動臺試驗結果誤差。誤差的累積概率及其擬合分布曲線如圖11所示。由圖11可知，考慮現有數值分析技術水平及結構參數精細化水平、結構簡化方法等因素，由認知不確定帶來的誤差中位值為5.93%，其對數標準差βm為1.03。由此可知，對于電氣設備，數值分析模型質量離散性引起的電氣設備地震易損性及地震失效風險的不確定性遠大于其他隨機參數引起的不確定性，且該值大于ATC-63規范推薦的βm取值。電氣設備內部等元器件較多、連接復雜，增大了數值模擬的難度，繼而引起了較大的誤差離散性。另外，由于目前對比電氣設備振動臺試驗與數值分析應力響應結果的報道仍較少，對于數值分析模型質量不確定性引起的對數標準差，仍需進一步研究。

圖11 電氣設備數值分析誤差統計及其分布Fig.11 Errors and their distribution of numerical analyses of electrical equipment

3.5 特高壓GIS套管地震易損性

本文考慮多種不確定性組合對特高壓GIS套管地震易損性及地震失效風險的影響。多重不確定性的組合方式如下：

(1) 僅考慮地震動不確定性。

(2) 考慮地震動不確定性及套管結構不確定性。

(3) 考慮地震動不確定性、套管結構不確定性及套管性能指標不確定性。

(4) 考慮地震動不確定性、套管結構不確定性、套管性能指標不確定性及電氣設備認知不確定性(βm分別為0.2，0.4，0.6及1.03)。

由式(5)可得，不同不確定性組合下，該型特高壓GIS套管地震易損性的對數標準差如表5所示。由表5可知，隨著考慮的不確定性因素增加，GIS套管地震易損性函數的對數標準差增加。對于該型GIS套管，地震動不確定性對其地震易損性函數對數標準差的影響較大。現有材料參數條件下，結構不確定性及性能指標不確定性對該參數的影響較小。

表5 多重不確定下特高壓GIS套管的對數標準差Tab.5 LSD of the GIS bushing considering different sorts of uncertainty

不同對數標準差下，該型特高壓GIS套管的易損性曲線如圖12所示。由圖12可知，在電氣設備地震易損性曲線中，當地震動強度小于易損性函數中地震動中位值時，考慮較少的不確定性因素易低估電氣設備的地震易損性。當地震動強度大于易損性函數的中位值時，考慮較少的不確定性因素易高估電氣設備的地震易損性。另外，由于電氣設備的結構特殊性，數值分析模型的質量對電氣設備地震易損性分析的準確性有較大影響，在分析電氣設備地震易損性及地震失效風險時，應考慮此影響。

圖12 多重不確定下特高壓GIS套管的地震易損性曲線Fig.12 Seismic fragility curves of the GIS bushing considering different sorts of uncertainty

4 多重不確定性下的特高壓GIS套管地震失效風險

4.1 適用于特高壓GIS套管的場地地震危險性函數擬合

考慮我國水電、風電資源分布及用電負荷區域分布情況，本文共選取5個不同地區的場地為研究對象。各場地的地震烈度、場地類別、特征周期及地震危險性分區等參數如表6所示。表6中，場地設防地震烈度、設防地震加速度、場地特征周期及場地危險性分區可由CECS 160：2004《建筑工程抗震性態設計通則》確定。另外，不同場地在DBE及MCE水準下的PGA也可由該規范確定，如表6所示。對于算例GIS套管，不同PGA對應的第一周期加速度反應譜由式(9)～式(12)確定。由式(7)～式(8)，不同場地地震危險性函數中的k及k0如表7所示。

表6 場地地震動設防參數Tab.6 Seismic fortification parameters of the sites

表7 場地地震危險性函數Tab.7 Seismic hazard functions of the sites

4.2 GIS套管地震失效風險

電氣設備年地震失效風險如式(14)所示。對于該型特高壓GIS套管，不同場地下，其年地震失效風險如表8所示。隨著對數標準差βR的增加，套管的年地震失效風險逐漸增加，此結論與圖12一致。電氣設備地震響應的多重不確定性影響電氣設備的地震失效概率，在評估電氣設備地震失效概率時，應考慮此多重不確定性的影響。由于認知不確定性造成的對數標準差較大，繼而使一些考慮建模不確定的組合下該型套管年地震失效概率達到100%。該現象表明，在評估電氣設備的地震失效風險時，應注意控制電氣設備分析模型的質量，使地震失效風險的評估更準確。

表8 GIS套管年地震失效風險Tab.8 Annual seismic failure probabilities of the GIS bushing %

由于分析模型的準確性對電氣設備地震失效風險有較大影響，本文選取βm為0.2(分析模型質量較好)時分析該型GIS套管在50年設計使用周期內的地震失效風險。由式(15)，可得不同場地下該型GIS套管50年設計使用周期內的地震失效風險如圖13所示。由圖13可知，對于甘肅肅北及云南大理，兩地設防烈度及設備地震加速度相同，但該型GIS套管在云南大理的地震失效風險遠大于在甘肅肅北的相應風險值。另外，云南大理的設防地震加速度小于江蘇宿遷相應值，但在50年設計使用周期內，該型GIS套管在云南大理的地震破壞風險大于江蘇宿遷相應值。由此可知，在進行變電站電氣設備抗震設計及評估設備抗震性能時，需考慮多重不確定性及設備地震失效風險的影響。另外，由于我國水電基地大多集中在西南地區，該區域電氣設備有較高的地震失效風險，對于該區域變電站進行抗震設計時，需評估其在設計使用周期內的地震失效風險，優化變電站內該設備備品數量，以期縮短由該設備地震失效導致的震后停電時間。

圖13 GIS套管50年內地震失效風險Fig.13 Seismic failure probabilities of the GIS bushing in 50 years

5 結 論

本文考慮地震動不確定性、電氣設備結構參數不確定性、電氣設備性能指標不確定性及認知不確定性，提出了考慮多重不確定的電氣設備地震易損性及地震失效風險評估方法，并對某型特高壓GIS套管進行了地震易損性與地震失效風險評估，其結論如下：

(1) 多重不確定對電氣設備的地震易損性及地震失效風險有較大影響，在評估電氣設備地震易損性及地震失效風險時，應考慮地震動、結構參數、性能指標及分析模型質量等多重不確定性的影響。

(2) 當地震動強度小于易損性函數中位值時，考慮較少的不確定性因素易低估電氣設備的地震易損性。

(3) 當不同場地的抗震設防烈度及設防地震動PGA相同時，其地震失效風險仍可能不一致。設防地震動PGA較小的地區，電氣設備地震破壞風險仍可能大于設防地震動PGA較大的地區。對變電站電氣設備進行抗震設計時，需考慮此影響。