王健生，朱瑞元，謝強，2

(1.同濟大學(xué)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(xué))，上海市，200092)

0 引言

電力系統(tǒng)是生命線工程的重要組成部分，是維持國民經(jīng)濟命脈、維持城市生命的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。社會各個領(lǐng)域?qū)﹄娏ο到y(tǒng)的依賴程度越來越大，它的破壞將對整個社會造成極大的災(zāi)害［1-3］。高壓電氣設(shè)備是電力系統(tǒng)重要組成部分，直接關(guān)系電力系統(tǒng)正常功能的實現(xiàn)，這種設(shè)備結(jié)構(gòu)形式特殊，具有質(zhì)量大、重心高、頂部質(zhì)量大、阻尼比較小等特點，使得高壓電氣設(shè)備的結(jié)構(gòu)形式不利于結(jié)構(gòu)抗震。目前對這類特殊電氣設(shè)備的抗震研究還不夠深入［4］。

GB 50260—1996《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》規(guī)定:對高壓電器、高壓電瓷、管型母線、封閉母線及串聯(lián)補償裝置等構(gòu)成的電氣設(shè)施應(yīng)采用動力設(shè)計法，并推薦采用由5個正弦共振調(diào)幅波組成的調(diào)幅波串進行時程動力分析［5］。

美國電氣和電子工程師協(xié)會(Institute of Electrical and Electronics Engineers，IEEE)制定了IEEE Std 693—2005標準，作為美國變電站電氣設(shè)備抗震設(shè)計與性能測試的主要參考文件。給出了高等水準(地震動加速度峰值為0.5 g)和中等水準(地震動加速度峰值為0.25 g)的需求反應(yīng)譜(required response spectrum，RRS)，規(guī)定電氣設(shè)備通過與高等水準的需求反應(yīng)譜相符的地震動時程作為輸入進行計算滿足要求時，稱其抗震性能滿足高等抗震水平;通過與中等水準的需求反應(yīng)譜相符的地震動時程作為輸入進行計算滿足要求時，稱其抗震性能滿足中等抗震水平［6］。

有研究表明，對于電氣設(shè)備單體結(jié)構(gòu)來說，正弦共振調(diào)幅五波的輸入，過高估計了設(shè)防標準下的地震作用，使結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計偏于保守，但不會對其抗震安全性帶來影響［7-8］。本文結(jié)合某35 kV電容器成套裝置的抗震性能分析，對2種抗震設(shè)計方法進行比較，以便更準確地了解高壓電氣設(shè)備的抗震能力，為工程實踐提供更確切、更具體的參考。

1 結(jié)構(gòu)動力分析方法

對于一般大型電力電容器成套裝置，將其簡化為有限元計算模型，考慮一維地震動的輸入，由結(jié)構(gòu)動力學(xué)基本原理［9］，可建立結(jié)構(gòu)在地震動作用下的線性動力方程。

式中:M、C和K分別為結(jié)構(gòu)體系的質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;u(t)、(t)和ü(t)分別為結(jié)構(gòu)體系的相對位移、速度和加速度陣列;üg(t)為輸入的地震動加速度時程。

1.1 阻尼矩陣

本文只考慮由于結(jié)構(gòu)材料的粘性而產(chǎn)生的阻尼，從而采用簡單的正交阻尼模型的一個特例——Rayleigh阻尼模型，其數(shù)學(xué)表達式為

式中:α、β為Rayleigh阻尼系數(shù)，由式(3)計算。

式中:ωi一般取第一階整體陣型的自振圓頻率;ωj則可取后幾階對結(jié)構(gòu)振動貢獻較大的模態(tài)的圓頻率。

1.2 正弦調(diào)幅五波

正弦共振拍波包括5個正弦共振調(diào)幅4.5波組成的調(diào)幅波串。每2個相鄰調(diào)幅波串相隔2 s，即前一個調(diào)幅串結(jié)束后，2 s內(nèi)的加速度均為0，然后啟動下一調(diào)幅波。

取一串調(diào)幅波進行計算分析時，作用在體系上地面運動最大水平加速度按下面規(guī)定確定。

當(dāng)t≥4.5T時，

當(dāng)0≤t＜4.5T時，a按式(5)確定，

式中:ω為體系某方向第一階固有圓頻率，即結(jié)構(gòu)體系的基頻。

設(shè)計基本地震加速度取為0.2 g，即時程分析中加速度峰值取為a0=1.962 m/s2。

1.3 地震動時程

振動臺試驗中地震動時程的輸入是比較關(guān)鍵的，需要選取與需求反應(yīng)譜相符的地震動時程，本次試驗基于IEEE Std 693—2005標準的RRS來選擇地震動。地震動輸入分別采用天然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 Std 693—2005標準規(guī)定的需求設(shè)計譜。地震動時程如圖1所示。

圖1 試驗中輸入的地面運動波形Fig.1 Ground motion waveforms in experiment

2 電容器裝置的鑒定改造

2.1 結(jié)構(gòu)形式介紹

每套并聯(lián)電容器裝置原結(jié)構(gòu)從下到上分別由4個槽鋼座、4個絕緣子、2個槽鋼架及其上的雙層框架組成，如圖2(a)所示。改進后每側(cè)增加1個絕緣瓷瓶，共6個絕緣瓷瓶，如圖2(b)所示。每套電容器裝置上共放置18個電容器單體(BAM211(12)－334－1W)，其中上下2層各放置9個，每個質(zhì)量為73 kg。結(jié)構(gòu)的總高度為1.58 m，其中支撐絕緣子高0.42 m。單層框架長1.5 m，寬1.4 m，高度為0.53 m，由不同規(guī)格型鋼焊接而成。

圖2 電容器結(jié)構(gòu)立面Fig.2 Structure drawing of capacitors

2.2 結(jié)構(gòu)的有限元模型

本文采用通用有限元程序ANSYS進行計算，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的基礎(chǔ)假定為剛性，即電容器結(jié)構(gòu)體系與地面剛性連接，不考慮地基的變形等影響。根據(jù)結(jié)構(gòu)體系的特點，采用了Beam189梁單元來模擬各個框架柱、型鋼支架;每個電容器的質(zhì)量轉(zhuǎn)化為集中質(zhì)量加到節(jié)點上，用Mass21集中質(zhì)量單元來模擬;槽鋼架采用Shell63單元模擬;支柱絕緣子與法蘭連接的彎曲剛度根據(jù)《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》采用等效梁單元來模擬。計算模型中共有1 394個單元，2 276個節(jié)點。結(jié)構(gòu)改造后的有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

2.3 結(jié)構(gòu)自振特性

電容器裝置結(jié)構(gòu)在改造前及改造后前10階自振頻率及自振周期如表1所示。

從表1可以看出，增加瓷瓶個數(shù)后，電容器裝置的自振頻率略有提高。改造前，前2階振型為局部振型，第3階振型為y方向的整體彎曲，其頻率為結(jié)構(gòu)體系的基頻(f=10.98 Hz)，第7階振型為x方向的整體彎曲(f=14.18 Hz);改造后，前3階振型為局部振型，第4階振型為y方向的整體彎曲，其頻率為結(jié)構(gòu)體系的基頻(f=11.91 Hz)，第8階振型為x方向的整體彎曲(f=15.58 Hz)。

表1 電容器前10階固有頻率及自振周期Tab.1 First ten natural frequencies and fundamental periods of the capacitor installation

2.4 結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果分析

2.4.1 改造前

由結(jié)構(gòu)體系自振頻率和振型特點可以分析得到，結(jié)構(gòu)的第1階整體振型為y向的彎曲振型，因此把y向作為地震計算的控制方向。圖4和表2分別列出了改造前在不同動力時程輸入下瓷瓶根部的應(yīng)力響應(yīng)時程曲線和幅值。

圖4 改造前瓷瓶根部應(yīng)變時程曲線Fig.4 Strain time-history curves at the bottom of porcelain before the transformation

表2 改造前電容器瓷瓶根部最大應(yīng)力Tab.2 Maximum strain value at the bottom of capacitor porcelain before the transformation

計算結(jié)果顯示，在輸入峰值加速度為0.2g的Elcentro波、Landers波和人工波時，絕緣瓷瓶根部的最大應(yīng)力為6.59 MPa，其安全系數(shù)滿足大于1.67的要求;當(dāng)輸入正弦調(diào)幅五波時，瓷瓶根部的應(yīng)力較大，不滿足《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》安全要求，需要加固改造。

2.4.2 改造后

鑒于電容器裝置的支柱瓷瓶的抗震能力不足，在每側(cè)雙拼槽鋼中部各增加1個絕緣瓷瓶。其抗震驗算的控制方向不變，圖5和表3分別為改造后不同動力時程輸入下瓷瓶根部的應(yīng)力響應(yīng)時程曲線和幅值。

?

計算結(jié)果表明，經(jīng)過改造，電容器裝置的抗震性能有明顯的提升，在輸入設(shè)計地震基本加速度為0.2 g的正弦調(diào)幅五波以及峰值加速度為0.2 g的Elcentro波、Landers波和人工波時，瓷瓶根部的應(yīng)力響應(yīng)均有很大程度的減小，結(jié)果符合安全要求。

3 抗震設(shè)計方法對比

對于變電站設(shè)備的測試鑒定方法，不同的規(guī)范給出了不同的方法，我國的《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》推薦采用由5個正弦共振調(diào)幅波組成的調(diào)幅波串進行時程動力分析，美國的IEEE Std 693—2005標準建議采用RRS來選擇地震波。本文采用有限元軟件ANSYS，用2種不同的抗震鑒定設(shè)計方法對電容器裝置進行抗震性能測試分析，來討論2種方法的合理性與適用性，并對變電站設(shè)備的抗震測試方法提出合理的建議。

為了對2種抗震設(shè)計方法進行對比，分別輸入峰值加速度為0.5g的3種地震動時程，考查其抗震性能是否滿足IEEE規(guī)范規(guī)定的高等抗震水平的要求。表4與表5所示分別為輸入基本加速度為0.2g調(diào)幅五波、峰值加速度為0.2g、峰值加速度為0.5g地震動情況下位移與應(yīng)力峰值響應(yīng)。

?

?

定義反應(yīng)比，把調(diào)幅五波輸入情況下設(shè)備的響應(yīng)設(shè)為基準值，動力時程輸入情況下設(shè)備的響應(yīng)與基準值的比值為反應(yīng)比。如圖6、7所示，在地震波峰值加速度為0.2g的情況下，設(shè)備的響應(yīng)遠小于正弦調(diào)幅五波的情況，設(shè)備頂端的位移反應(yīng)比最大為0.55，瓷瓶根部應(yīng)力反應(yīng)比最大為0.57;在地震波峰值加速度為0.5g的情況下，Elcentro波和人工波的響應(yīng)與正弦調(diào)幅五波的響應(yīng)基本相當(dāng)，反應(yīng)比最小為0.94，最大為1.07，Landers波的響應(yīng)較大，其反應(yīng)比分別為1.41和1.46。

綜上所述，輸入基本加速度0.2g的正弦調(diào)幅五波時設(shè)備的響應(yīng)與輸入峰值加速度為0.5g的Elcentro波、人工波時相當(dāng)。

4 結(jié)論

本文利用通用有限元程序ANSYS對某種35 kV的電容器成套裝置進行了抗震驗算，在計算中分別輸入《電氣設(shè)備抗震設(shè)計規(guī)范》推薦的正弦調(diào)幅五波和符合IEEE Std 693—2005標準RRS要求的Elcentro波、Landers波和人工波，對2種抗震設(shè)計方法進行了對比分析，并對設(shè)備進行了必要的加固改造。通過增加2個絕緣瓷瓶使電容器裝置抗震性能滿足安全系數(shù)大于1.67的要求。輸入地震基本加速度為0.2g的正弦調(diào)幅五波與輸入峰值加速度為0.5g的Elcentro波及人工波時設(shè)備的響應(yīng)相當(dāng)，輸入Landers波時設(shè)備響應(yīng)明顯大于另外2條地震波。電容器的抗震性能大于IEEE Std 693—2005標準定義的中等抗震水平，略小于高等抗震水平。本文建議在進行電氣設(shè)備抗震驗算時，以我國的《電氣設(shè)備抗震設(shè)計規(guī)范》推薦的正弦調(diào)幅五波法為主，以IEEE Std 693—2005標準建議的方法為輔。

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