謝強，王健生，楊雯，王亞非

(1.同濟大學建筑工程系，上海市，200092;2.土木工程防災(zāi)國家重點實驗室(同濟大學)，上海市，200092;3.西安西電高壓開關(guān)有限責任公司，西安市，710018;4.華東電力設(shè)計院數(shù)字化工程設(shè)計部，上海市，200063)

0 引言

2008年5月12日發(fā)生于我國汶川的大地震中，變電站的電氣設(shè)備遭到了嚴重破壞，特別是電瓷型高壓設(shè)備，如斷路器等，損壞嚴重［1］。

從20世紀80年代開始，我國的一些高校和科研單位就開始了對斷路器抗震性能的研究［2，3］。1982年董偉民等人對無支架的斷路器及其減震體系進行了振動臺模擬試驗［4］。1986年吳慧中等人運用有限元法程序，分析了KW4－500型空氣斷路器在地震波和正弦波激勵下的響應(yīng)［5］。1988年楊亞弟提出了電瓷型高壓電氣設(shè)備動力計算模型，將法蘭作為彈性連接計算［6］。2002年李亞琦以LW11－252/Q瓷柱型SF6斷路器為研究對象，進行了振動臺試驗和分析計算，研究了其抗震性能以及減震器和導線對設(shè)備抗震性能的影響［7］。2009年張軍等人進行了220 kV絕緣子及避雷器的振動試驗研究［8］。為了考察連接導線對所連接的設(shè)備的影響，謝強等人進行了軟導線連接的220 kV斷路器和隔離開關(guān)的數(shù)值分析和地震模擬振動臺實驗研究［9-10］。

國外學者從20世紀70年代開始對高壓電氣設(shè)備進行抗震性能研究。20世紀80年代初，美國的Rolf Hellested等人通過試驗考察了地震作用和斷路器開斷的疊加作用效果［11］。1989年法國的Girodet對不同結(jié)構(gòu)形式的斷路器進行了有限元分析和振動臺試驗，認為單極瓷柱式斷路器具有較好的抗震性能［12］。

但是，目前國內(nèi)外相關(guān)抗震研究仍然較少，相關(guān)的規(guī)范還不是很完善［13］。本文對某220 kV單柱式SF6斷路器進行了地震模擬振動臺試驗，考察此類斷路器的地震易損部位和抗震性能。

1 試驗設(shè)計

1.1 試件

本次試驗采用的斷路器為實際工程中所用的產(chǎn)品，試驗屬足尺寸真型試驗。位于振動臺上的220 kV單極瓷柱式斷路器如圖1所示。

圖1 安裝于振動臺上的斷路器Fig.1 Circuit breaker on shake table

此斷路器自上而下由滅弧式瓷瓶、2個支柱瓷瓶和支架組成。設(shè)備連同支架總質(zhì)量約為1.49 t，總高度約為7.146 m。

1.2 試驗輸入地震波

振動臺試驗中地震波的輸入是比較關(guān)鍵的，需要選取與設(shè)計反應(yīng)譜對應(yīng)的地震波，本次試驗基于IEEE 693標準要求的反應(yīng)譜(required response spectrum，RRS)來選擇地震波［14］。地震輸入采用天然Elcentro波、人工波、以及經(jīng)過頻譜修正后的Landers波共3組。修正后的Landers波和數(shù)值人工波在1 Hz以上頻譜基本可以包絡(luò)IEEE 693標準規(guī)定的設(shè)計譜。地震波時程如圖2所示。

1.3 測點布置

圖2 試驗中輸入的地面運動波形Fig.2 Acceleration time history of input ground motions

為了研究斷路器的破壞機理，必須對其在不同工況下關(guān)鍵點的位移、加速度、應(yīng)變進行測量。加速度的測量采用加速度計，位移的測量采用的是拉線式位移計，應(yīng)變的測量采用應(yīng)變片。測點布置依據(jù)以下幾條原則:

(1)為獲得支架底部的真實輸入及加速度放大系數(shù)，需在底座頂部、支架頂部、斷路器的最頂端布置加速度計。

(2)為獲得位移響應(yīng)，需在支架頂部及斷路器的最頂端布置位移計。

(3)根據(jù)電氣設(shè)備的震害特點，瓷瓶根部的應(yīng)力超過其允許應(yīng)力是造成其破壞的主要因素，需要在瓷瓶根部設(shè)置應(yīng)變片，以獲得瓷瓶根部的應(yīng)變響應(yīng)。

(4)為驗證支架削弱處的安全性，需在支架削弱處設(shè)置應(yīng)變片。

1.4 試驗工況

考慮到本次試驗的目的、實驗室的限制以及安全等諸多因素，本次試驗進行了白噪聲試驗和地震波時程試驗。進行自振特性測試時，采用單軸0～100 Hz、幅值為0.5 m/s2的白噪聲輸入。地震波時程試驗分別輸入滿足IEEE 693標準RRS選擇的地震波。在地震波試驗中分別輸入了峰值加速度(peak ground acceleration，PGA)為 1.25，1.8，2.0 和2.5 m/s2的 Elcentro 波，PGA 為 1.25，2.0 和2.5 m/s2的 Landers波，PGA 為1.5 和2.5 m/s2的人工波。對于每種地震波，先輸入x向地震波，再考慮雙向地震作用同時輸入x向和y向地震波。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 模態(tài)頻率分析

斷路器的單體試驗中共進行了5次白噪聲掃頻。x方向的第一階自振頻率為2.93 Hz，y方向的第一階自振頻率為3.125 Hz，且在5次掃頻試驗中自振頻率沒有明顯的變化。

2.2 加速度響應(yīng)分析

為分析設(shè)備的地震響應(yīng)，引入加速度放大系數(shù)。該系數(shù)是指所選取點處的某方向加速度最大值和底部輸入該方向地震波的加速度最大值的比值，反應(yīng)了結(jié)構(gòu)對于地震波的放大作用。

在分別輸入PGA為1.25 m/s2的雙向Elcentro波、PGA為1.25 m/s2的雙向 Landers波和 PGA為1.5 m/s2雙向人工波的情況下，斷路器各個測點的加速度放大系數(shù)如表1所示。

表1 加速度放大系數(shù)Tab.1 Acceleration amplification factor

Elcentro波取 x方向的激勵分別為 1.25，1.8，2.0和2.5 m/s2。Landers波分別取 x方向的激勵為1.25，2.0 和 2.5 m/s2。人工波分別取 x 方向的激勵為1.5和2.5 m/s2。斷路器頂部的加速度放大系數(shù)如表2所示。

從表1可知，底座頂部的加速度放大系數(shù)接近于1，可見加裝剛性底座沒有對試驗產(chǎn)生明顯的影響。在輸入同一種地震激勵時，隨著輸入加速度的增大，放大系數(shù)逐漸增大。輸入人工波時的放大系數(shù)明顯要大于Elcentro波和Landers波，在輸入x方向地震波時，人工波的放大系數(shù)3.5～4，而其他2種波普遍在3左右，因為人工波頻率分布范圍比較廣，其能量較另外2種波要大些。

表2 不同工況下加速度放大系數(shù)Tab.2 Acceleration amplification factor of the three waves of various PGA

2.3 位移響應(yīng)分析

在斷路器原型的振動臺試驗中，結(jié)構(gòu)的位移能夠真實反映結(jié)構(gòu)的變形情況，進而間接反映結(jié)構(gòu)內(nèi)力的大小。

選取PGA為1.25 m/s2的雙向Elcentro波、PGA為1.25 m/s2的雙向 Landers波和 PGA 為1.5 m/s2雙向人工波進行比較分析。在上述工況中，斷路器支架頂部和瓷瓶最頂端位移的峰值位移如表3所示。

表3 3種地震波輸入情況下的位移峰值Tab.3 Peak displacement of the equipment under three ground motion inputs mm

在輸入雙向地震波情況下，x方向的位移要普遍大于y方向的位移，可知平面內(nèi)(x方向)剛度小于平面外(y方向)剛度。

圖3為輸入x方向2.5 m/s2的Landers波時，斷路器頂端的位移變化軌跡曲線。圖4為輸入y方向2.5 m/s2的Landers波時，斷路器頂端的位移變化軌跡曲線。

從圖3～4可以看出，當輸入單向地震波時，斷路器頂部的位移曲線并不是在一條直線上，而是在輸入地震波的方向為長軸的1個橢圓內(nèi)。說明斷路器在振動的時候不只受到單向彎矩的作用，其受力比較復(fù)雜。

圖3 輸入x方向landers波時軌跡曲線Fig.3 Geometric Locus at the top of the circuit breaker at x-direction Landers wave

圖4 輸入y方向Landers波時軌跡曲線Fig.4 Geometric locus at the top of the circuit breaker at y-direction Landers wave

圖3所示在x軸方向的位移較大的時候，軌跡曲線明顯向y軸的負方向發(fā)展，使y方向出現(xiàn)較大位移;圖4所示曲線有類似趨勢，當y軸方向的位移較大的時候，軌跡曲線明顯向x軸的負方向發(fā)展，使x方向出現(xiàn)較大的位移。究其原因，應(yīng)該是支架頂板的剛度不夠，在試驗時由于振動劇烈，而使其產(chǎn)生微小的傾斜，建議增加支架頂板處的剛度。

2.4 應(yīng)變響應(yīng)分析

本次試驗的應(yīng)變是通過應(yīng)變片測得的。在各種工況下，斷路器瓷瓶根部的最大應(yīng)變值如表4、5所示。

從表4可以看出，當輸入x方向的2.5 m/s2的人工波激勵時，斷路器瓷瓶根部的應(yīng)變值最大，為216×10－6。斷路器瓷瓶沒有發(fā)生損壞，和試驗觀察到的現(xiàn)象相一致。由此可知，此型號的斷路器在地震烈度8度時是安全的，不會發(fā)生損壞。

支架主材頂端為了便于安裝設(shè)備進行了削弱，所以要對支架的安全性進行分析計算。首先要測得在3種地震波激勵的情況下，削弱處應(yīng)變的最大值，然后用所用鋼材的彈性模量求得削弱處的應(yīng)力值，然后與鋼材的應(yīng)力值相比較來判斷削弱處是否安全。支架所用鋼材為Q235A。在各種工況下，支架主材頂部削弱處的最大應(yīng)變值如表6、7所示。

表4 瓷瓶根部x方向的最大應(yīng)變值Tab.4 Maximum strain value at the bottom of the post in x-direction ×10－6

表5 瓷瓶根部y方向的最大應(yīng)變值Tab.5 Maximum strain value at the bottom of the post in y-direction ×10－6

主材用Q235A角鋼，在削弱處角鋼兩側(cè)是等量削去的。如表7所示，在各種工況中，輸入x方向的2.5 m/s2的人工波時其應(yīng)變值最大，也是最為危險的工況。支架削弱處的最大應(yīng)力值為43 MPa，僅為容許應(yīng)力值的20%。支架削弱處沒有發(fā)生破壞。

由表6、7可看出，在同一種地震波激勵作用的情況下，同一條軸線上的對稱點處的應(yīng)變值并不相等，甚至相差很大。例如在x方向作用2.5 m/s2的人工波時，測點5的應(yīng)變最大值為216.58，測點6的應(yīng)變最大值為139.68，前者為后者的1.55倍;又如在x方向作用25 m/s2的Landers波時，測點1的應(yīng)變最大值為147.64，測點3的應(yīng)變最大值為88.96，前者為后者的1.66倍。由此可得出結(jié)論:在地震波激勵的情況下，斷路器處在復(fù)雜受力狀態(tài)。

表6 支架削弱處x方向的最大應(yīng)變值Tab.6 Maximum strain at vulnerable part of bracket in x-direction ×10－6

表7 支架削弱處y方向的最大應(yīng)變值Tab.7 Maximum strain at vulnerable part of bracket in y-direction ×10－6

3 結(jié)論

(1)在輸入Elcentro波、Landers波、人工波3種激勵時，在其峰值達到2.5 m/s2的情況下斷路器沒有發(fā)生損壞。

(2)在輸入3種地震波峰值相同的情況下，輸入人工波時設(shè)備的響應(yīng)要更劇烈一些，從加速度放大系數(shù)上看，人工波的加速度放大系數(shù)要明顯的大于其他2種波型。在輸入x方向地震波時，人工波的放大系數(shù)為3.5～4，而其他2種波普遍在3左右。

(3)輸入單向地震波激勵時，斷路器頂端的運動軌跡并不在1條直線上，而是在以軸向為長軸的1個橢圓形內(nèi)。而且可知，由于支架頂板的剛度較小使斷路器頂端發(fā)生側(cè)移，建議增加支架頂板的剛度，以確保斷路器的安全性。

(4)在同一種地震波激勵作用的情況下，斷路器瓷瓶根部對稱點處的應(yīng)變值相差很大，斷路器瓷瓶根部處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，是設(shè)備易損部位。

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