柔性直流換流閥LRB隔震性能分析★

朱 東，高 湛，程 亮，趙李源

(中國電力工程顧問集團中南電力設計院有限公司,湖北 武漢 430071)

近年來,柔性直流輸電技術因其具有可控性高、輸電距離長和傳輸電壓高等優點[1],促進了可再生能源利用和智能電網的發展。柔性直流換流閥作為柔性直流輸電工程中最核心的電氣設備,可實現交流電與直流電的轉換,靈活控制電壓、電流、無功功率和有功功率的輸出與輸入,其穩定的運行是柔直輸電系統安全可靠運行的關鍵。但柔性直換流閥是典型的高聳結構,多采用瓷質支柱,地震易損性高,在強震下易發生支柱開裂和功率塊損壞,威脅輸電系統的安全[2]。近年來,已有多次地震對國內的電力設施造成了重大損失[3]。因此,此類設備的抗震性能需重點關注[4]。

相關研究學者開展了大量電氣設備抗震研究工作[5-8],但鮮有學者開展柔性直流換流閥減隔震設計,本文以一柔性直流換流閥為研究對象進行LRB隔震設計[9],建立了閥體結構有限元模型,計算分析了LRB隔震方案對結構加速度響應、支柱絕緣子和框架應力的減震效果。

1 換流閥結構與有限元模型

1.1 換流閥結構

典型柔性直換流閥多采用底部支撐式結構,主要由絕緣子、拉桿、工字梁、功率模塊等部件組成。本文以一上部共6層閥段的換流閥為研究對象,每個閥段由多組功率模塊和閥框架構成。換流閥關鍵部件材料參數如表1所示。

表1 材料參數

1.2 換流閥有限元模型

根據換流閥的結構特點和仿真分析需求,選用ANSYS[10-11]進行有限元模擬,在滿足仿真精度的前提下對原有模型做出如下簡化:去除光纜槽、水管以及屏蔽罩等附加的不受力部件,保留換流閥主體框架結構;模塊單元是集成化的塊結構,不屬于承重受力結構,但其質量較大,在建模時通過質量點模擬。

柔性直換流閥的有限元模型及單元選取見圖1。支柱絕緣子和框架采用Beam188模擬,拉桿絕緣子采用Link180模擬,質量點采用Mass21單元模擬[12],部件之間均通過節點耦合連接。

1.3 模態分析

模態分析前需考慮結構的靜態自重預應力,計算結構在重力作用下的應力與變形,經計算換流閥的最大等效應力為16.25 MPa,發生在第一層的框架型材處,最大變形為1.51 mm,發生在閥體頂部。靜力分析后進行模態分析[13],需打開大變形開關與預應力開關,計算提取的結構前4階自振頻率見表2,前3階振型見圖2。

表2 換流閥前4階自振頻率

系統的響應主要是由前幾階振型貢獻,如表2所示,該換流閥模型的前3階自振頻率均低于3 Hz,原因之一是支撐式換流閥的重量主要由上部功率模塊貢獻,導致結構整體重心較高,結構自振頻率較低,是典型的柔性結構,震中易發生支柱絕緣子根部應力與頂部加速度響應過大。因此,柔性直流換流閥進行結構設計時需考慮地震作用。

2 LRB布置方案與有限元仿真

2.1 LRB布置方案

LRB的布置見圖3,換流閥下部共設置6件隔震支座,上部結構與LRB通過工字鋼螺栓連接。

2.2 LRB有限元仿真

LRB橡膠隔震支座采用同一規格:D=100 mm,高度82 mm,鉛芯直徑18 mm,橡膠層總厚度21.6 mm,橡膠剪切模量G=0.392 MPa,屈服力Fy=2.036 kN,屈服位移uy=2 mm,屈服后剛度Kd=0.118 kN/m;等效剛度100%=0.212 kN/mm。

雙線性模型[14]可以較好地模擬地震作用下LRB支座的滯回曲線,恢復力模型的表達式為:

(1)

在ANSYS中,圖4所示的非線性彈簧單元Combin40可模擬隔震支座的恢復力特性,圖4中K1=Ku-Kd為屈服前剛度,K2=Kd為屈服后剛度。有限元模擬的LRB滯回曲線如圖5所示。

3 地震波選取

采用動力時程分析法進行抗震設計時,可采用自然地震波作為地震動輸入時程[15]。所選地震波反應譜需與目標反應譜在結構主要周期點相差不超過20%[16],選取與設計反應譜接近的地震動。

本文在PEER地震動數據庫選取了表3所示的2條符合要求的地震動記錄,所選地震動記錄的加速度反應譜如圖6所示。

表3 地震動信息

4 地震作用下結構響應分析

基于所選的地震波進行三向地震動激勵下柔性直流換流閥動力時程分析時,由于Y向為換流閥的弱軸向,為評估最不利情況下結構的動力響應,本文將三個方向的地震波按Y∶X∶Z=1∶0.85∶0.65輸入。結構阻尼采用Rayleigh正交阻尼,可通過式(2)、式(3)定義質量系數α與剛度系數β[17]:

[C]=α[M]+β[K]

(2)

(3)

(4)

其中,ωi,ωj和ξi,ξj分別為j階自振圓頻率和阻尼比。文中阻尼比取2%,地震波時間步長取0.02 s。本文通過對比隔震前后結構應力與加速度響應,評價隔震方案的減震性能。

4.1 最大應力分析

電氣設備進行時程分析抗震計算時需驗算電氣設備根部和危險斷面處的應力,對于換流閥需驗算下部支柱絕緣子等效應力與上部框架結構的等效應力,圖7為RSN8069地震動作用下未隔震換流閥下部支柱絕緣子的等效應力云圖。各工況下部支柱絕緣子與上部框架的最大等效應力如表4所示。

表4 地震作用下結構應力

由表4可知,隔震后下部支柱與上部框架的最大等效應力值明顯降低,RSN8069地震波作用閥體下部支柱的最大等效應力由18.98 MPa下降到3.22 MPa,減震率83.03%。上部框架的最大等效應力由171.82 MPa下降到32.82 MPa,減震率80.90%。RSN742地震波作用下LRB隔震后閥體的最大等效應力同樣下降明顯。因此,LRB隔震方案可以顯著降低震中柔性直流換流閥體的應力。

4.2 加速度響應分析

加速度響應直接反映了換流閥在地震過程中振動情況,加速度響應越大表明換流閥的振動越劇烈。圖8為RSN8069地震波作用下隔震前后閥體一層角點的X向加速度時程曲線。如圖8所示,隔震后該點X向加速度相應明顯降低,減震效果明顯,表5為各工況下隔震前后閥體一層與六層角點的峰值加速度與減震率。

由表5可知,RSN8069地震工況下,采用LRB隔震后閥體一層角點的X向峰值加速度由2 780.4 mm/s2下降到482.18 mm/s2,減震率82.66%。一層角點Y向峰值加速度由2 371.1 mm/s2下降到410.58 mm/s2,減震率82.68%。六層角點X向峰值加速度由4 136 mm/s2下降到497.06 mm/s2,減震率87.98%,六層角點Y向峰值加速度由3 409.40 mm/s2下降到435.96 mm/s2,減震率87.21%。RSN742地震波作用下LRB隔震后閥體加速度響應同樣下降明顯。因此,LRB隔震設計可以顯著降低震中閥體的加速度響應。

表5 地震作用下結構峰值加速度

5 結論

本文建立一換流閥有限元模型,并進行LRB基礎隔震設計與兩組地震工況下結構的應力與加速度響應分析,得到以下結論:1)柔性直流換流閥是典型的柔性結構,震中易發生支柱絕緣子根部應力與頂部加速度響應過大,過大的振動易影響閥段功率塊的正常運行與威脅結構安全,因此在進行柔性直流換流閥設計時,需考慮地震作用,并采取相應減震措施,以確保設備震中的安全運行。2)LRB隔震方案通過隔震支座大變形,實現了上部柔性直流換流閥結構的減震,降低了震中閥體的應力與加速度響應,提高了結構的安全性。3)8度半地震工況下LRB隔震方案的減震率明顯低于8度地震工況下的減震率,后續需研究提高柔性直流換流閥LRB隔震方案的魯棒性。