程永鋒，盧智成，劉振林，孫宇晗，丁燕生，易建山，孟憲政，魯先龍

(1.中國電力科學(xué)研究院，北京市 102401；2.川藏聯(lián)網(wǎng)工程建設(shè)指揮部，成都市 610000)

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川藏聯(lián)網(wǎng)工程復(fù)合材料電氣設(shè)備地震模擬振動臺試驗研究

程永鋒1，盧智成1，劉振林1，孫宇晗1，丁燕生2，易建山2，孟憲政1，魯先龍1

(1.中國電力科學(xué)研究院，北京市 102401；2.川藏聯(lián)網(wǎng)工程建設(shè)指揮部，成都市 610000)

復(fù)合材料電氣設(shè)備由于其具有質(zhì)量小強(qiáng)度高的材料特點，已在部分變電站內(nèi)推廣應(yīng)用，但對于復(fù)合材料電氣設(shè)備的抗震性能，尤其對于其真型設(shè)備的地震模擬振動臺的試驗研究，各國學(xué)者研究較少。依托于川藏聯(lián)網(wǎng)工程，在總結(jié)國內(nèi)外復(fù)合材料電氣設(shè)備抗震研究成果的基礎(chǔ)上，結(jié)合我國已有電氣設(shè)備抗震研究成果，開展了適用于復(fù)合材料電氣設(shè)備抗震性能評估方法的研究，確定了復(fù)合材料電氣設(shè)備振動臺試驗輸入波形、波形峰值加速度以及設(shè)備抗震能力判定原則，采用此方法對800 kV高抗套管、220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器分別進(jìn)行地震模擬振動臺試驗,得到了設(shè)備的動力特性和地震響應(yīng)。由試驗結(jié)果可以看出，參與試驗的復(fù)合材料電氣設(shè)備應(yīng)力均滿足設(shè)計基本加速度為0.4g的抗震要求。

川藏聯(lián)網(wǎng)工程；電氣設(shè)備；抗震；復(fù)合材料；套管；避雷器

0 引 言

作為電網(wǎng)系統(tǒng)中的重要組成部分，變電站內(nèi)瓷質(zhì)電氣設(shè)備由于受結(jié)構(gòu)形式與構(gòu)件材料性能影響，在震害中損壞較多，嚴(yán)重影響了震區(qū)應(yīng)急救災(zāi)和災(zāi)后重建工作[1]。針對瓷質(zhì)電氣設(shè)備抗震性能薄弱問題，國內(nèi)外學(xué)者主要提出了2種解決方法：(1)加裝減震、隔震裝置；(2)采用復(fù)合材料電氣設(shè)備。前者通過電氣設(shè)備的減震、隔震裝置提高瓷質(zhì)電氣設(shè)備抗震性能[1]；后者受益于新材料研究進(jìn)展，針對瓷質(zhì)電氣設(shè)備震害特點，提出采用強(qiáng)度較高的復(fù)合材料替代瓷質(zhì)材料，因復(fù)合材料具備質(zhì)量輕、延性好等特點，可顯著提高電氣設(shè)備抗震性能[2]。

本文依托川藏聯(lián)網(wǎng)工程，在總結(jié)國內(nèi)外復(fù)合材料電氣設(shè)備抗震性能研究的基礎(chǔ)上，提出適用于我國的復(fù)合材料電氣設(shè)備試驗研究與評估分析方法，采用此方法對800 kV高抗套管(由于川藏聯(lián)網(wǎng)工程處于高海拔地區(qū)，對絕緣要求高，故高抗套管采用800 kV電壓等級)、220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器分別進(jìn)行地震模擬振動臺試驗和抗震性能評估。

本文所研究內(nèi)容彌補(bǔ)了我國復(fù)合材料電氣設(shè)備抗震試驗的空白，為復(fù)合材料電氣設(shè)備的推廣應(yīng)用提供了依據(jù)。

1 復(fù)合材料電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)特點

1.1 復(fù)合材料結(jié)構(gòu)特點

新材料科學(xué)的發(fā)展，為電瓷型電氣設(shè)備抗震問題提供了一種解決方法——采用玻璃纖維復(fù)合材料(以下簡稱復(fù)合材料)替代瓷材料制成電氣絕緣構(gòu)件。這種玻璃纖維復(fù)合材料由樹脂和纖維構(gòu)成，具有強(qiáng)度高、抗疲勞性能好、耐腐蝕性強(qiáng)、絕緣性優(yōu)良等特點[3]，地震作用下設(shè)備可以通過大變形吸收地震能量，而且材料密度較小，設(shè)備質(zhì)量較輕，設(shè)備在地震波作用下的地震反應(yīng)較小。

1.2 復(fù)合材料電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)特點

圖1為電氣設(shè)備復(fù)合材料構(gòu)件構(gòu)造示意圖，圖中主要受力構(gòu)件為復(fù)合材料套管，外層為硅橡膠傘裙，兩端通過膠黏劑與金屬法蘭膠裝。由于復(fù)合材料套管與硅橡膠傘裙為組合結(jié)構(gòu)，因此避免了瓷質(zhì)設(shè)備在燒制過程中出現(xiàn)開裂、掉傘、變形和吸紅等缺陷問題，便于大體積成型。

圖1 電氣設(shè)備復(fù)合材料構(gòu)件構(gòu)造示意圖Fig.1 Structure diagram of composite material electric equipment

復(fù)合材料電氣設(shè)備最早于20世紀(jì)70年代在國外變電站絕緣子中得到應(yīng)用[3]，我國在2 000年前后開始在變電站中采用復(fù)合材料電氣設(shè)備，前期構(gòu)件生產(chǎn)與設(shè)備組織均由國外產(chǎn)品控制，現(xiàn)階段已全面國產(chǎn)化，復(fù)合材料電氣設(shè)備產(chǎn)品類型也越來越多樣(圖2為我國復(fù)合材料電氣設(shè)備產(chǎn)品示意圖)，為我國變電站全面復(fù)合化提供了基礎(chǔ)支持。

圖2 國產(chǎn)復(fù)合材料電氣設(shè)備產(chǎn)品示意圖Fig.2 Domestic products of composite material electric equipment

2 復(fù)合材料變電設(shè)備抗震性能研究現(xiàn)狀

隨著現(xiàn)代力學(xué)試驗和有限元分析技術(shù)的發(fā)展，各國學(xué)者針對復(fù)合材料及相應(yīng)的電氣設(shè)備開展了力學(xué)和抗震性能研究。主要研究方向為以下3個方面。

2.1 復(fù)合材料力學(xué)性能

復(fù)合材料纖維常是軸向排列或分層交叉纏繞排列，在微觀上是不均勻和非各向同性的，國內(nèi)外學(xué)者對復(fù)合材料的破壞準(zhǔn)則提出了4類性能狀態(tài)：彈性狀態(tài)、損傷極限狀態(tài)、塑性狀態(tài)、瞬時破壞狀態(tài)，表明復(fù)合材料具有顯著的非線性特性。在復(fù)合材料力學(xué)性能試驗方法上，單軸及彎曲力學(xué)性能試驗已有相應(yīng)的國家標(biāo)準(zhǔn)[4-6]，復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的力學(xué)性能試驗，國內(nèi)外規(guī)范及學(xué)者提出了不同的V型缺口梁剪切試驗方法和非纖維向拉伸試驗方法[7-8]。在材料試驗的基礎(chǔ)上，國內(nèi)外學(xué)者針對復(fù)合材料在單向應(yīng)力和復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下，分別提出了不同的材料破壞準(zhǔn)則[3,9-10]。因此，對于復(fù)合材料受力極限狀態(tài)的描述，還未有較為一致的意見。

2.2 復(fù)合材料與金屬法蘭膠接力學(xué)性能

電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)組成中，復(fù)合材料構(gòu)件與金屬法蘭采用膠裝連接固定，這種不同材料組合而成的部分受力較為復(fù)雜。國內(nèi)外學(xué)者通過試驗研究，分析了復(fù)合材料構(gòu)件與金屬法蘭膠裝節(jié)點的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料纖維纏繞角度與膠黏劑厚度等構(gòu)造參數(shù)對節(jié)點力學(xué)性能具有較大影響[11-13]，并提出了相應(yīng)的剪應(yīng)力分布及剝落強(qiáng)度計算方法[14-16]。但以上研究成果的適用性還未得到相應(yīng)驗證。

2.3 復(fù)合材料電氣設(shè)備整體力學(xué)性能

在復(fù)合材料電氣設(shè)備力學(xué)性能試驗研究上較為突出的是美國學(xué)者AnshelJ.Shiff和Andrei M.Reinhorn，前者通過試驗研究指出，復(fù)合材料電氣設(shè)備在地震作用較大時表現(xiàn)出一定的非線性特征，并提出了復(fù)合材料電氣設(shè)備地震模擬振動臺試驗要求，及其試驗后補(bǔ)充靜力試驗驗證要求[17]。后者旨在通過靜力與振動臺試驗研究復(fù)合材料套管規(guī)格和法蘭連接形式對設(shè)備結(jié)構(gòu)性能的影響，為建立合理的數(shù)值模型提供參數(shù)依據(jù)[18]。

針對復(fù)合材料電氣設(shè)備機(jī)械力學(xué)或抗震性能的規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)主要有IEC 61462《戶外和戶內(nèi)電氣設(shè)備用空心復(fù)合絕緣子定義、試驗方法、接受準(zhǔn)則和設(shè)計推薦》[19]和IEEE Std 693—2005《變電站抗震設(shè)計推薦方法》[20]。IEC 61462針對復(fù)合材料絕緣子提出了復(fù)合材料構(gòu)件在靜力荷載作用下，存在最大機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力和規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力這2個參數(shù)，其中規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力可看作復(fù)合材料構(gòu)件最大破壞應(yīng)力，建議最大機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力作為設(shè)備安全受力極限狀態(tài)，并規(guī)定其值為規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力的40%。IEEE Std 693—2005提出了電氣設(shè)備抗震試驗方法與要求，在抗震驗收標(biāo)準(zhǔn)中建議復(fù)合材料絕緣子在地震作用下的響應(yīng)應(yīng)力不超過規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力的50%。

我國變電站復(fù)合材料電氣設(shè)備的應(yīng)用正逐漸增多，但在設(shè)備性能研究上，特別是包括抗震性能的評估研究方面，尚處于起步階段，仍需進(jìn)一步加強(qiáng)相關(guān)研究工作。

3 復(fù)合材料電氣設(shè)備地震模擬振動臺試驗及抗震性能評估方法

雖然國內(nèi)外學(xué)者已開展了部分復(fù)合材料電氣設(shè)備力學(xué)與抗震性能研究，但相關(guān)研究成果較少，暫無理論或數(shù)值分析的方法、規(guī)定，且與瓷質(zhì)電氣設(shè)備不僅在材料特性，還在法蘭膠結(jié)材料、膠結(jié)參數(shù)、膠結(jié)特性等方面存在明顯差別，無法直接采用瓷質(zhì)電氣設(shè)備數(shù)值模擬相關(guān)規(guī)定。

復(fù)合材料電氣設(shè)備作為新型設(shè)備結(jié)構(gòu)，應(yīng)通過抗震試驗進(jìn)行抗震性能評估[21]，但目前國內(nèi)僅有針對瓷質(zhì)電氣設(shè)備的抗震試驗的規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)，而復(fù)合材料在力學(xué)特性上與瓷材料存在較大差別，因此無法完全套用瓷質(zhì)電氣設(shè)備抗震試驗與評估方法。美國等國盡管有針對復(fù)合材料電氣設(shè)備的抗震試驗方法，但是國外選用的場地類型、激勵方法以及性能判定標(biāo)準(zhǔn)等方法均是依據(jù)本國特點而定，對我國不能完全適用。因此有必要針對我國工程實際情況以及復(fù)合材料電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)特點，開展試驗方法制定、抗震性能評估等研究工作。

3.1 地震模擬振動臺試驗

地震模擬振動臺試驗是目前驗證設(shè)備抗震強(qiáng)度最好的方法。本文參考瓷質(zhì)電氣設(shè)備抗震研究成果，根據(jù)試驗中復(fù)合材料電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)特點，提出復(fù)合材料電氣設(shè)備地震模擬振動臺試驗與評估方法。

3.1.1 完整真型設(shè)備結(jié)構(gòu)

對于原型電氣設(shè)備帶支架體系和原型電氣裝置體系的驗證試驗，振動臺輸入可采用人工標(biāo)準(zhǔn)時程波，其中人工標(biāo)準(zhǔn)時程波是由人工標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜擬合而來，圖3為典型地震時程波，圖4為各時程波轉(zhuǎn)化得到的頻譜曲線。

圖3 輸入加速度時程波Fig.3 Inputted acceleration time history waves

圖4 輸入時程波的加速度反應(yīng)譜Fig.4 Acceleration response spectrum of time history waves inputted

由圖4可以看出，EL Centro波和Taft波在地震波卓越頻率1～10 Hz時波動較大，存在明顯的波峰和波谷值，這樣會造成不同頻率的設(shè)備地震試驗測試結(jié)果差別顯著；共振拍波是根據(jù)設(shè)備結(jié)構(gòu)主頻參數(shù)計算獲得的，旨在將地震作用集中在設(shè)備的共振頻率點上，獲取較為嚴(yán)格的響應(yīng)值；相較于其他時程波的頻譜特性，人工標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜的特征周期為0.9 s，可以包絡(luò)我國所有場地類型，卓越頻率段較寬且平坦，從而避免不同設(shè)備結(jié)構(gòu)對地震波敏感程度影響，波形與試驗結(jié)果具有統(tǒng)計意義[22]。

本次試驗對220 kV GIS外絕緣套管、110 kV及220 kV避雷器采用人工標(biāo)準(zhǔn)時程波作為試驗輸入。川藏聯(lián)網(wǎng)工程巴塘變電站所處地區(qū)抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計基本地震加速度值為0.2g。依據(jù)文獻(xiàn)[21]對抗震設(shè)防及設(shè)備動力放大系數(shù)的相關(guān)規(guī)定，本次試驗中設(shè)計基本地震加速度取為0.4g。

3.1.2 部分真型設(shè)備結(jié)構(gòu)

部分電氣設(shè)備(例如變壓器)整體真型結(jié)構(gòu)總量可達(dá)數(shù)百t，遠(yuǎn)超我國振動臺試驗?zāi)芰?，因此只能針對抗震薄弱的套管結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)備部分真型試驗。為解決套管與振動臺連接固定問題，通常采用附加理論上近似為剛性的連接支架，盡可能減小其動力放大影響。對于振動臺輸入的地震時程波，人工標(biāo)準(zhǔn)時程波已不再合適，需提高考核要求，因而可采用圖5所示的5個正弦共振調(diào)幅5波組成的調(diào)幅波串進(jìn)行抗震試驗。

圖5 試驗用共振5拍波示意圖Fig.5 Resonance 5-beat wave in test

各拍的加速度時程可按下列規(guī)定確定：當(dāng)t≥5T時，a=0；當(dāng)0≤t≤5T時，a值可按下列公式確定：

(1)

as=0.75a0

(2)式中：a為各時程的水平加速度；t為時間，s；T為體系在測試方向的基本自振周期，s；as為時程分析地面運(yùn)動最大水平加速度；a0為設(shè)計基本地震加速度值；ω為體系在測試方向的基本自振圓頻率，Hz。其中根據(jù)我國GB 50260—2013[21]規(guī)定各拍間隔為Tp，即

Tp>(1/f)(100/d)

(3)

式中：Tp為拍間間隔，s；f為體系在測試方向的基本頻率，Hz；d為體系的阻尼比，%。

同時考慮到地震中下部本體對試驗中的構(gòu)件將產(chǎn)生動力放大作用，需在輸入的共振拍波大小中予以考慮，綜合各國規(guī)范要求，建議將變壓器、電抗器本體動力放大系數(shù)取2.0，并將對設(shè)備考核的共振拍波幅值乘以2.0。

本次試驗對800 kV高抗復(fù)合材料套管采用共振5拍波作為試驗輸入，設(shè)計基本地震加速度取為0.4g。

3.2 抗震能力判定

電氣設(shè)備抗震性能分析時，需要綜合考慮結(jié)構(gòu)功能與電氣功能雙方面要求。

3.2.1 結(jié)構(gòu)功能判定

抗震安全性評估時，不僅要求試驗后設(shè)備結(jié)構(gòu)完整、無明顯變形及破損，還要求設(shè)備抗震薄弱環(huán)節(jié)構(gòu)件的應(yīng)力具有一定的安全系數(shù)。參照IEC 61462與IEEE 693—2005的技術(shù)要求，結(jié)合我國復(fù)合材料電氣設(shè)備結(jié)構(gòu)特點，安全系數(shù)確定為2.0。該方法的計算公式為

(4)

式中：σSML為復(fù)合材料規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力，材料試驗測試表明該值離散性顯著，根據(jù)復(fù)合材料電氣設(shè)備靜載試驗結(jié)果，可取復(fù)合材料規(guī)定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力為80 MPa；σAL為設(shè)備地震響應(yīng)組合值，取設(shè)備永久荷載(自重)和可變荷載(地震、風(fēng))組合中的最不利值。

3.2.2 電氣功能性判定

相較于瓷材料，復(fù)合材料強(qiáng)度雖然較高，但彈性模量較小，從而導(dǎo)致復(fù)合材料電氣設(shè)備在試驗時，設(shè)備頂端位移過大。同時，設(shè)備內(nèi)部的電氣功能元件靈敏性較高，為檢驗試驗過程中設(shè)備位移響應(yīng)是否對其電氣功能造成影響，需針對地震模擬振動臺試驗測試后的復(fù)合材料電氣設(shè)備進(jìn)行電氣功能檢測，鑒定設(shè)備響應(yīng)的安全性。

4 復(fù)合材料電氣設(shè)備地震模擬振動臺試驗

4.1 800 kV高抗復(fù)合材料套管地震模擬振動臺試驗

4.1.1 試驗概況

4.1.1.1 試件參數(shù)

試件為800 kV高抗復(fù)合材料套管，其復(fù)合材料為玻璃鋼。表1為試件基本參數(shù)。

表1 800 kV高抗復(fù)合材料套管試件基本參數(shù)

Table 1 Basic parameters of 800 kV HV reactor composite bushing

試件安裝于支座上，支座通過螺栓與振動臺連接，試件安裝情況如圖6所示。

圖6 安置于振動臺的800 kV高抗復(fù)合材料套管Fig.6 800 kV HV reactor composite bushing fixed on shaking table

4.1.1.2 試驗工況

本試驗共分5個工況，各試驗工況及目的如表2所示。表2中，工況1為白噪聲輸入，持續(xù)時間不少于60 s，目的是獲取試件的頻率及阻尼比；工況2為低峰值加速度共振拍波輸入，目的是通過加速度峰值多次迭代以校準(zhǔn)臺面輸出峰值加速度，并獲得試件關(guān)鍵部位的動力響應(yīng)；工況3為白噪聲輸入，持續(xù)時間不少于60 s，目的是檢驗工況2前后試件是否有功能損傷；工況4為峰值加速度為0.6g的共振拍波輸入，目的是獲得試件關(guān)鍵部位的動力響應(yīng)；工況5為白噪聲輸入，持續(xù)時間不少于60 s，目的是驗證工況4前后試件是否有功能損傷。

本次試驗采用單水平向激勵，激勵方向(X向)如圖7所示。

表2 試驗工況及試驗?zāi)康?/p>

Table 2 Test conditions and purposes

4.1.1.3 測點布置

為了研究試件的地震響應(yīng)，在套管根部振動方向(X向)對應(yīng)位置粘貼應(yīng)變片，如圖7所示，在振動臺臺面、支架頂端和試件頂端分別安裝加速度傳感器。其中應(yīng)變測點2個，加速度測點3個。圖7為試件測點布置圖。

圖7 測點布置示意圖Fig.7 Layout of measuring points

4.1.2 試驗結(jié)果分析

4.1.2.1 白噪聲掃描結(jié)果

表3為第1、第3和第5工況下白噪聲輸入后得到的800 kV高抗復(fù)合材料套管動力特性。

表3 800 kV高抗復(fù)合材料套管動力特性

Table 3 Dynamic characteristics of 800 kV HV reactor composite bushing

由表3可以看出，試件試驗前的頻率為1.57 Hz，處于地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內(nèi)；試件試驗前阻尼比為11.7%，而傳統(tǒng)的瓷質(zhì)套管阻尼比大多在5%以下，故與瓷質(zhì)套管相比，復(fù)合材料套管阻尼比較大，對地震響應(yīng)的阻尼效應(yīng)明顯。

對比工況1、工況3和工況5可以看出，試驗前后，試件頻率跟阻尼比均有小幅變化。比較工況1和工況5，試件頻率降低2.55%，阻尼比降低12.82%。造成這種現(xiàn)象的原因很復(fù)雜，包括試驗過程中法蘭連接部位螺栓松動、支架與臺面螺栓連接松動等因素。但由于試件動力特性變化幅度較小，可認(rèn)為試件無明顯功能性損傷。

4.1.2.2 抗震試驗結(jié)果

表4為試件抗震試驗結(jié)果。由于試件通過與支架連接固定在振動臺臺面上，其實際輸入加速度等于支架頂端加速度。由表4可以看出，由于支座的動力反應(yīng)放大作用，實際輸入試件的加速度峰值為0.63g，大于臺面輸出的加速度峰值。

表4 800 kV高抗復(fù)合材料套管抗震試驗結(jié)果

Table 4 Seismic responses of 800 kV HV reactor composite bushing

根據(jù)廠家提供的復(fù)合材料彈性模量，將測點應(yīng)變峰值轉(zhuǎn)換為應(yīng)力峰值，并根據(jù)試件頂端最大相對位移計算試件的位移角(最大相對位移與試件高度的比值)。計算結(jié)果如表5所示。

表5 800 kV高抗復(fù)合材料套管應(yīng)力與位移角計算結(jié)果

Table 5 Stress and displacement angle of 800 kV HV reactor composite bushing

由表5可見，試件在工況2、工況4下，套管根部最大應(yīng)力分別為12.22 MPa和37.43 MPa，分別為試件最大機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力(80 MPa，由廠家提供)的15.28%和46.79%，試件應(yīng)力裕度較大，試件未在試驗過程中破壞；在工況4下，試件最大位移角為2.26 r/min。

對2種工況下相同地震響應(yīng)的比值進(jìn)行統(tǒng)計(工況4響應(yīng)/工況2響應(yīng))，結(jié)果如表6所示。

表6 不同工況地震響應(yīng)比較

Table 6 Seismic response comparison in conditions

由表6可以看出，2種工況下試件相同地震響應(yīng)的比值近似2種工況下實際輸入試件的峰值加速度(即支架頂端峰值加速度)的比值，據(jù)此可認(rèn)為，隨著輸入試件的峰值加速度增大，試件地震響應(yīng)峰值與加速度峰值近似呈線性變化的關(guān)系。

4.2 220 kV GIS復(fù)合材料套管地震模擬振動臺試驗

4.2.1 試驗概況

4.2.1.1 試件參數(shù)

220 kV GIS復(fù)合材料套管節(jié)數(shù)為1節(jié)，設(shè)備高度為2.84 m，質(zhì)量為234 kg，彈性模量為1.3×1010Pa。支架為φ237×6.5 mm鋼管，高度為2.4 m，設(shè)備與支架通過螺栓連接，設(shè)備外部為防老化的橡膠層。設(shè)備試驗布置現(xiàn)場如圖8所示。

圖8 安裝于振動臺的220 kV GIS 復(fù)合材料套管Fig.8 220 kV GIS composite material bushing on shaking table

4.2.1.2 試驗工況

地震模擬振動臺輸入加速度峰值分為2個等級，分別為0.1g(7度)、0.4g(9度)。試驗前后輸入白噪聲測試試件的頻率和阻尼比。地震激勵沿X向輸入試驗用地震動時程，測得試件的應(yīng)變、加速度和位移等地震響應(yīng)，期間用白噪聲來測試設(shè)備的自振頻率，確保設(shè)備內(nèi)部沒有損傷。

4.2.1.3 測點布置

在設(shè)備根部的X向和Y向?qū)?yīng)位置割開橡膠層，將應(yīng)變片粘貼在復(fù)合材料表面，在振動臺臺面、支架頂部、設(shè)備頂部放置加速度傳感器。由于設(shè)備為軸向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu)，試驗輸入僅進(jìn)行單X向輸入。

4.2.2 試驗結(jié)果分析

4.2.2.1 白噪聲掃描結(jié)果

通過白噪聲試驗測得試驗前后設(shè)備的基頻和阻尼比變化如表7所示。從表7中數(shù)據(jù)可知試驗前后設(shè)備的頻率降低了1.28%，阻尼比增加了109%，試驗前后，設(shè)備頻率略微降低，設(shè)備阻尼有所增加，設(shè)備呈現(xiàn)一定的非線性因素。導(dǎo)致這種試驗結(jié)果的原因包括試驗中設(shè)備與支架連接螺栓存在間隙、設(shè)備本身的復(fù)合材料非線性特性等因素。

表7 試驗前后設(shè)備頻率和阻尼的變化

Table 7 Frequency and damping change of equipment before and after test

4.2.2.2 抗震試驗結(jié)果

本次試驗試件為帶支架設(shè)備，支架對設(shè)備的地震響應(yīng)有一定的放大作用，為了研究支架對設(shè)備的動力放大作用，根據(jù)試驗得到在不同加速度等級的標(biāo)準(zhǔn)時程地震波作用下的振動臺臺面加速度、支架頂部加速度，取支架頂部和臺面的加速度峰值之比作為加速度放大系數(shù)。各工況放大系數(shù)統(tǒng)計如表8所示。由表8中結(jié)果可知：0.1g和0.4g標(biāo)準(zhǔn)時程波激勵工況下設(shè)備支架加速度放大系數(shù)為1.79和1.91。對于復(fù)合材料進(jìn)行抗震設(shè)計時，應(yīng)該根據(jù)支架結(jié)構(gòu)型式和參數(shù)考慮合理的放大系數(shù)。對于本次試驗試件，增大支架剛度(比如鋼管外徑和壁厚)可以減小支架對設(shè)備放大作用，提升設(shè)備的抗震能力。

表8 振動臺試驗結(jié)果

Table 8 Shaking table test results

圖9為加速度峰值為0.1g和0.4g設(shè)備頂端加速度幅值譜對比。由圖9中曲線可知：標(biāo)準(zhǔn)時程波(0.1g)工況下，加速度幅值譜峰值點對應(yīng)頻率為3.90 Hz，為試驗前白噪聲掃頻測試的結(jié)構(gòu)自振頻率；標(biāo)準(zhǔn)時程波(0.4g)工況下，加速度幅值譜峰值點對應(yīng)設(shè)備頻率為3.70 Hz，比試驗前后白噪聲掃頻測試的結(jié)構(gòu)自振頻率都要??；隨著輸入地震波加速度峰值的增大，峰值點位置前移，設(shè)備頻率隨輸入地震波加速度峰值的增大而減小。

圖9 設(shè)備頂端加速度幅值譜對比Fig.9 Amplitude spectra comparison of acceleration at the top of equipment

圖10為加速度峰值為0.1g和0.4g支架頂端加速度幅值譜。本次試驗GIS復(fù)合材料套管為軸對稱結(jié)構(gòu)，設(shè)備振動以一階振型為主，如若忽略其他階次振型的影響，從圖10可知，地震波通過支架的濾波作用，其頻譜曲線基本和共振調(diào)幅波的頻譜曲線一致，支架對地震波濾波作用明顯。

圖10 支架頂端加速度幅值譜Fig.10 Acceleration amplitude spectra at the top of support

通過對所測加速度時程進(jìn)行積分得到設(shè)備頂部和振動臺臺面的絕對位移，給出的設(shè)備頂端相對于振動臺面的相對位移峰值如表8所示。

因振動臺控制系統(tǒng)存在誤差，臺面輸出加速度時程波與輸入目標(biāo)時程有一定的差距，標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜按照臺面輸出反應(yīng)譜與期望譜(目標(biāo)譜)的容差在0～15%的要求調(diào)整試驗結(jié)果，單體設(shè)備主要以一階振型為主，為了進(jìn)行2種工況位移影響的對比，調(diào)整的目標(biāo)是使得2種工況下設(shè)備自振頻率點對應(yīng)的臺面輸出譜等于目標(biāo)譜。各工況臺面輸出譜和目標(biāo)譜曲線如圖11所示，從圖11中可知，臺面輸出滿足試驗容差控制要求。0.1g和0.4g工況下設(shè)備在一階頻率點對應(yīng)的臺面輸出譜值分別為0.341g和0.378g，與目標(biāo)譜的比值分別為1.08、1.09，調(diào)整后的設(shè)備的頂端位移結(jié)果分別為13.33，44.99 mm。0.4g工況與0.1g工況臺面輸出加速度峰值之比為3.93，設(shè)備頂端位移之比為3.38。隨著輸入加速度峰值的增大，設(shè)備頂端位移增大幅度小于輸入加速度峰值的增大幅度。

圖11 輸出時程波對應(yīng)加速度反應(yīng)譜Fig.11 Acceleration response with time history waves outputted

4.3 110 kV和220 kV復(fù)合材料避雷器地震模擬振動臺試驗

4.3.1 試驗概況

4.3.1.1 試件參數(shù)

試件為110 kV和220 kV避雷器，如圖12所示，避雷器為水平雙軸對稱結(jié)構(gòu)，試驗時可只考慮水平單方向作用，因此振動臺滿足試驗要求，定義激勵振動方向為X向。

圖12 110 kV與220 kV復(fù)合避雷器Fig.12 110 kV and 220 kV lightning arresters

設(shè)備由上部復(fù)合套管、中部瓷支柱以及下部支柱組成，110，220 kV避雷器瓷套節(jié)數(shù)分別為1節(jié)、2節(jié)，高度分別為4.915，7.145 m，套管質(zhì)量分別為103，206 kg，設(shè)備帶支柱質(zhì)量分別為413，560 kg。復(fù)合材料彈性模量為2.5×1010Pa，瓷材料彈性模量為1.0×1011Pa，設(shè)備下端的剛性支柱與振動臺通過螺栓連接。

圖13為試驗測點布置圖，其中應(yīng)變片布置在各復(fù)合套管與瓷支座根部的X向及Y向；加速度計與位移計布置在振動臺臺面、支柱與設(shè)備頂端的X向，共布置應(yīng)變片測點20個，加速度計與位移計測點各6個。

圖13 測點布置圖Fig.13 Layout of measuring points

試驗振動波形選用如圖14所示的人工標(biāo)準(zhǔn)時程波進(jìn)行激振，該時程波根據(jù)人工標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜擬合而來，而人工標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜是在對電氣設(shè)備相關(guān)抗震、減震課題研究的基礎(chǔ)上，在對電氣設(shè)備進(jìn)行抗震性能評估時采用綜合方案和區(qū)劃圖方案相結(jié)合時提出的建議譜，該標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜的特征周期為0.9 s，可以包絡(luò)所有類型場地，適于進(jìn)行電氣設(shè)備地震模擬。

圖14 振動臺輸入時程波Fig.14 Time history waves inputted for shaking table

4.3.1.2 試驗工況

試驗中首先以白噪聲激勵進(jìn)行自振特性測試，其次以人工標(biāo)準(zhǔn)時程波調(diào)整振動臺臺面輸出，使得振動臺產(chǎn)生的試驗反應(yīng)譜(TRS)包絡(luò)要求的標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜(RRS)，再次進(jìn)行白噪聲激勵以確定避雷器的自振特性變化，然后進(jìn)行人工標(biāo)準(zhǔn)時程波激勵，最后再次進(jìn)行白噪聲激勵確定避雷器自振頻率。試驗工況及其目的如表9所示。

表9 抗震試驗工況

Table 9 Shaking table test cases

4.3.2 試驗結(jié)果分析

4.3.2.1 白噪聲掃描結(jié)果

表10為110 kV與220 kV避雷器經(jīng)測試得到的自振頻率與阻尼比結(jié)果。其中頻率結(jié)果表明110 kV與220 kV避雷器主頻率在工況1時分別為5.094，2.695 Hz，在工況5時分別為5.088，2.698 Hz，前后主頻分別略降低了0.12%、0.11%，主要原因是地震激勵使設(shè)備構(gòu)件間連接出現(xiàn)松動(例如法蘭間螺栓連接的預(yù)緊力松弛)，但均在地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內(nèi)，屬于地震敏感性結(jié)構(gòu)。

表10 設(shè)備頻率和阻尼結(jié)果

Table 10 Frequency and damping results of equipment

阻尼結(jié)果加速度時程數(shù)據(jù)分析依據(jù)時程衰減法獲得，110 kV與220 kV避雷器在工況2時分別為11%、12%，在工況4時分別為12%、14%，表明復(fù)合材料對設(shè)備結(jié)構(gòu)的阻尼特性影響顯著，遠(yuǎn)高于《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》中對瓷質(zhì)設(shè)備結(jié)構(gòu)最大阻尼比2%的建議值[13]，且前后阻尼分別增大了9.09%、16.7%，說明激勵作用越大，復(fù)合材料電氣設(shè)備的阻尼現(xiàn)象越明顯。

4.3.2.2 抗震試驗結(jié)果

由于該110 kV與220 kV避雷器中存在復(fù)合與瓷2種材料構(gòu)件，二者力學(xué)性能差別較大，根據(jù)已有研究成果與廠家提供參數(shù)，復(fù)合材料的額定機(jī)械應(yīng)力在80 MPa以上，瓷材料的破壞應(yīng)力在55 MPa左右，因此需對這2種材料構(gòu)件分別比較。同時為滿足輸出譜在結(jié)構(gòu)主頻率點上包絡(luò)目標(biāo)譜的要求，經(jīng)輸入與輸出頻譜比較迭代調(diào)整，實際振動臺臺面輸出加速度峰值與動力響應(yīng)結(jié)果見表11。

表11 設(shè)備地震響應(yīng)結(jié)果

Table 11 Seismic response results of equipment

由表11中振動臺面最大加速度數(shù)據(jù)可見，為滿足臺面輸出反應(yīng)譜要求，工況2和4的實際振動臺面輸出均高于0.1g與0.4g的目標(biāo)加速度峰值。應(yīng)力結(jié)果分析表明，復(fù)合材料最大應(yīng)力達(dá)到其額定機(jī)械負(fù)荷應(yīng)力的22.7%，瓷材料最大應(yīng)力達(dá)到其破壞應(yīng)力的26.5%，可見設(shè)備針對此次試驗具有較好的強(qiáng)度安全性。復(fù)合材料構(gòu)件相較于瓷構(gòu)件偏柔，現(xiàn)有規(guī)范暫無避雷器頂端相對位移與變形的限值規(guī)定，但高于抗震延性分析時的建筑結(jié)構(gòu)位移要求[14]，而試驗后經(jīng)設(shè)備廠家電氣性能測試，2臺避雷器電氣功能正常，說明表中各設(shè)備頂端最大相對位移及位移角在相應(yīng)避雷器地震能力容許值范圍內(nèi)。因此建議在設(shè)備布置時，考慮加大互連設(shè)備間導(dǎo)線冗余長度，避免地震時對連接導(dǎo)線產(chǎn)生拉扯力而增大設(shè)備響應(yīng)。支柱動力放大系數(shù)為支柱頂端與振動臺輸出的最大加速度比值，計算結(jié)果表明220 kV避雷器支柱動力放大系數(shù)明顯高于110 kV避雷器，支柱動力放大系數(shù)為1.83～3.00，均遠(yuǎn)高于《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》中對電氣設(shè)備支柱動力放大系數(shù)要求，且試驗中隨著激勵增大，支柱動力放大系數(shù)呈增大趨勢，因此，應(yīng)優(yōu)化支柱結(jié)構(gòu)設(shè)計，降低對設(shè)備抗震的不利影響。

5 結(jié) 論

(1)本文提出了適用于復(fù)合材料電氣設(shè)備振動臺試驗方法與抗震能力判定試驗方法，為今后開展復(fù)合材料電氣設(shè)備抗震性能研究奠定了基礎(chǔ)。

(2)高抗復(fù)合材料套管、GIS復(fù)合材料套管及復(fù)合材料避雷器一階頻率均處于地震動卓越頻率(1～10 Hz)范圍內(nèi)。試驗表明：與傳統(tǒng)的瓷質(zhì)套管相比，復(fù)合材料套管阻尼比較大，可有效降低設(shè)備的地震響應(yīng)，表明復(fù)合材料電氣設(shè)備具備良好的抗震性能。

(3)在設(shè)計基本地震加速度為0.4g的輸入條件下，參與試驗的各設(shè)備應(yīng)力安全裕度較大，滿足工程的抗震要求。

(4)由于復(fù)合材料設(shè)備的剛度較低，試驗過程中，設(shè)備位移響應(yīng)較大，因此在針對復(fù)合材料套管類電氣設(shè)備進(jìn)行變電站設(shè)計時，應(yīng)對套管頂端軟導(dǎo)線冗余長度進(jìn)行分析，確保在地震作用下，套管不至因?qū)Ь€拉拽而產(chǎn)生破壞。

(5)試驗中2臺復(fù)合材料避雷器的支柱動力放大系數(shù)均高于GB 50260—2013《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》的要求，且隨激勵大小變化，建議優(yōu)化設(shè)備支柱結(jié)構(gòu)形式，降低支柱對設(shè)備抗震的不利影響。

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(編輯：張媛媛)

Experimental Study of Earthquake Simulation Shaking Table on Electrical Equipment of Composite Material for Sichuan-Tibet Interconnection Project

CHENG Yongfeng1, LU Zhicheng1, LIU Zhenlin1, SUN Yuhan1,DING Yansheng2, YI Jianshan2, MENG Xianzheng1, LU Xianlong1

(1.China Electric Power Research Institute, Beijing 102401, China;2.Construction Headquarter of Project Grid Between Sichuan and Tibet, Chengdu 610000, China)

Electrical equipment of composite material has been applied in some substations, due to its characteristics of lighter quality and higher breaking strength.However, little research has been done in the seismic behavior of electrical equipment of composite material, especially for the experimental study of earthquake simulation shaking table.Based on the Sichuan-Tibet interconnection project, this paper summarized the researches on the seismic behavior of electrical equipment of composite material at home and abroad, and then studied its assessment method combined with the existing research on the seismic behavior of electrical equipment in China.Then, the input waveform, the peak acceleration and the judging principle of seismic ability also had been confirmed for the shaking table test of composite materials electric equipment.With using this method, 800 kV HV reactor bushing, 220 kV GIS external insulation bushing, 110 kV and 220 kV lightning arresters were tested respectively on earthquake simulation shaking table, and the dynamic characteristics and seismic response of the equipment were obtained.The test results show that the stresses on the tested electrical equipments of composite material all meet the seismic requirements of 0.4gdesigned basic acceleration.

Sichuan-Tibet interconnection project; electrical equipment; seismic; composite material; bushing; lightning arrester

國家電網(wǎng)公司科技項目(5299001352u7)。

TM 645

A

1000-7229(2015)03-0049-10

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.03.009

2014-09-19

2014-11-05

程永鋒(1969)，男，博士，教授級高級工程師，主要從事輸變電工程地基基礎(chǔ)與防災(zāi)減災(zāi)的研究工作；

盧智成(1978)，男，博士，高級工程師，主要從事電力設(shè)施抗震的研究工作；

劉振林(1987)，男，碩士，工程師，主要從事電力設(shè)施抗震的研究工作；

孫宇晗(1984)，男，碩士，工程師，主要從事電力設(shè)施抗震的研究工作；

丁燕生(1964)，男，學(xué)士，高級工程師，主要從事輸變電工程的建設(shè)與技術(shù)管理工作；

易建山(1968)，男，學(xué)士，高級工程師，主要從事輸變電工程的建設(shè)與技術(shù)管理的研究工作；

孟憲政(1986)，男，學(xué)士，工程師，主要從事電力設(shè)施抗震的研究工作；

魯先龍(1972)，男，博士，高級工程師，主要從事輸變電工程地基基礎(chǔ)與防災(zāi)減災(zāi)的研究工作。