石高揚(yáng), 謝 強(qiáng), 劉 勻, 賴(lài)煒煌

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

支柱類(lèi)電氣設(shè)備是變電站/換流站中最為常見(jiàn)的一類(lèi)設(shè)備,主要由絕緣子/套管等具有電氣功能的設(shè)備和底部的鋼結(jié)構(gòu)支架組成,如避雷器、支柱絕緣子、電流互感器、旁路開(kāi)關(guān)、隔離開(kāi)關(guān)等。變電站電氣設(shè)備之間常常采用導(dǎo)線耦聯(lián)組成回路完成電氣功能,如圖1所示。高烈度地震作用下軟導(dǎo)線的牽拉作用會(huì)進(jìn)一步加劇電氣設(shè)備的地震破壞。以往地震災(zāi)害調(diào)研[1-3]發(fā)現(xiàn)變電站支柱類(lèi)設(shè)備損毀情況嚴(yán)重,設(shè)備破壞損毀不但造成變電站線路設(shè)備中斷跳閘,甚至還引發(fā)電網(wǎng)系統(tǒng)連鎖癱瘓,造成經(jīng)濟(jì)損失。

圖1 不同電壓等級(jí)的支柱類(lèi)設(shè)備Fig.1 Post equipment of different voltage levels

支柱類(lèi)設(shè)備由于脆性絕緣子材料特性和長(zhǎng)懸臂梁的結(jié)構(gòu)特征[4],地震作用下具有較高的易損性[5-6]。地震作用下套管法蘭以及支架的放大作用強(qiáng)烈[7],不利于設(shè)備的抗震性能,現(xiàn)在的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)一般采用加強(qiáng)易損部件來(lái)提高電氣設(shè)備的抗震性能[8-9]。減隔震裝置支座有諸如橡膠支座[10]、摩擦擺滑動(dòng)支座[11]以及鋼絲繩阻尼器[12-13]等裝置,在典型電氣設(shè)備上的應(yīng)用已經(jīng)通過(guò)有限元和試驗(yàn)分析證明其可以減小地震輸入和耗散地震能量,是電氣設(shè)備地震響應(yīng)并提高抗震性能的有效方法[14]。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者已提出多種簡(jiǎn)化理論模型并進(jìn)行相關(guān)的隔震最優(yōu)參數(shù)分析,如將帶有摩擦擺減隔震裝置的設(shè)備上部結(jié)構(gòu)等效為剛體模型[15]以及帶有減隔震裝置的支柱類(lèi)電氣設(shè)備[16]。值得注意的是,采用不正確的減隔震裝置參數(shù)甚至?xí)?duì)地震動(dòng)產(chǎn)生放大作用從而導(dǎo)致電氣結(jié)構(gòu)倒塌破壞[17],準(zhǔn)確的簡(jiǎn)化理論模型是支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)分析的重要前提。

以往的研究往往集中在某單一設(shè)備的減隔震研究,且采用剛體和多質(zhì)點(diǎn)的離散化理論模型無(wú)法準(zhǔn)確反應(yīng)高階振型對(duì)支柱類(lèi)電氣設(shè)備地震響應(yīng)的影響。另外,特高壓支柱類(lèi)電氣設(shè)備頂部結(jié)構(gòu)除了均壓環(huán)外還具有不可忽略的橫向幾何結(jié)構(gòu),需要進(jìn)一步在理論模型中考慮。本文采用分布參數(shù)體系對(duì)含減隔震支座的支柱類(lèi)電氣設(shè)備提出簡(jiǎn)化理論模型,然后用±800 kV旁路開(kāi)關(guān)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證模型的有效性,最后進(jìn)行參數(shù)分析得到支柱類(lèi)設(shè)備的響應(yīng)特征,及減隔震參數(shù)對(duì)于兩種典型的支柱類(lèi)設(shè)備的地震響應(yīng)影響規(guī)律,給出支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)的流程圖為工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)和參考。

1 支柱類(lèi)設(shè)備減隔震體系理論模型

支柱類(lèi)電氣設(shè)備一般是由底部支架,絕緣子設(shè)備以及頂部結(jié)構(gòu)組成,部分設(shè)備還設(shè)立有支架與絕緣子之間的法蘭等連接結(jié)構(gòu),以及頂部橫向斷續(xù)器結(jié)構(gòu)(見(jiàn)圖1)。

地震作用下支柱類(lèi)電氣設(shè)備的鋼結(jié)構(gòu)支架和陶瓷材料或復(fù)合玻璃鋼纖維材料套管一般都處于彈性變形的受力狀態(tài),且整體多為細(xì)長(zhǎng)梁結(jié)構(gòu),運(yùn)動(dòng)形式主要以彎曲變形為主,采用不同彎曲剛度的分段伯努利-歐拉梁模擬其地震響應(yīng)。理論模型以整體絕緣子的等效剛度替代多段連接后的剛度,不考慮支柱類(lèi)電氣設(shè)備絕緣子之間的法蘭連接引起的局部剛度突變,同時(shí)不同結(jié)構(gòu)部件在變截面連接節(jié)點(diǎn)處剛性連接,鋼支架與基礎(chǔ)剛性固定連接。

1.1 支柱類(lèi)設(shè)備簡(jiǎn)化理論模型

基于分布參數(shù)體系的彎曲梁動(dòng)力方程,將支柱類(lèi)電氣設(shè)備底部鋼結(jié)構(gòu)支架、電氣設(shè)備以及支架和電氣設(shè)備之間的連接法蘭簡(jiǎn)化成3段不同彎曲剛度的梁?jiǎn)卧?各段梁之間采用固定約束連接,簡(jiǎn)化的理論模型如圖2所示。圖2中:Ln,mn(h),φ(h),EnIn(h)分別為特定長(zhǎng)度分布梁的長(zhǎng)度、線密度、形函數(shù)以及截面抗彎剛度;其中下標(biāo)“1”,“2”,“3”分別為底部支架、連接結(jié)構(gòu)以及電氣設(shè)備;m0,j0分別為頂部結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

圖2 支柱類(lèi)設(shè)備簡(jiǎn)化理論模型Fig.2 Theoretical model of post equipment

對(duì)于一般等截面歐拉梁,分布參數(shù)體系下一般歐拉梁微段的受力狀態(tài)如圖3所示。

圖3 分布參數(shù)體系下微段梁隔離體的受力狀態(tài)Fig.3 The stress state of free-body micro segment under distributed parameter system

根據(jù)微段梁的受力平衡以及微段底面中軸線的彎矩平衡可得式(1)。

(1)

式中:u(h,t)和p(h,t)分別為隨時(shí)間和高度位置變化的位移和外荷載;fI(h,t)為微段上受到的分布慣性力。

根據(jù)動(dòng)力學(xué)方程,將慣性力代入式(1),化簡(jiǎn)得到等截面歐拉梁彎曲運(yùn)動(dòng)偏微分方程式[18]如式(2),通過(guò)分離參數(shù)法求解的形式見(jiàn)式(3)。

(2)

u(h,t)=φ(h)x(t)

(3)

式中:u為不同高度截面梁?jiǎn)卧奈灰?EI,m的物理含義與圖1相同;x(t)為按廣義坐標(biāo)隨時(shí)間變化的幅值;φ(h)為按照形函數(shù)沿高度變化的形函數(shù),如式(4)。

φi(h)=Ai1cosaix+Ai2sinaix+Ai3coshaix+
Ai4sinhaix

(4)

式中,Ai與ai為各段分段形函數(shù)系數(shù),且各分段形函數(shù)式中保持與整體結(jié)構(gòu)自振頻率一致,故各段分段形函數(shù)系數(shù)a之間存在關(guān)系如式(5)。

(5)

為得到結(jié)構(gòu)的自振頻率和模態(tài)振型,引入頂部自由端、底部固定連接和各個(gè)分段梁剛性連接等約束邊界條件,構(gòu)建支柱類(lèi)電氣設(shè)備整體結(jié)構(gòu)特征矩陣方程,如式(6)。

Φ·A=0

(6)

式中: 矩陣向量A為形函數(shù)中含有未知量系數(shù)A的列向量; 矩陣向量Φ為形函數(shù)中系數(shù)A前的系數(shù)矩陣。為保證式(4)有非零解的存在,其系數(shù)矩陣Φ的行列式應(yīng)為零,即通過(guò)|Φ|=0求解出形函數(shù)中與頻率有關(guān)的常數(shù)a1,從而得到整體結(jié)構(gòu)的自振頻率ω,最終解出確定自振頻率下的形函數(shù),從而得到相應(yīng)的模態(tài)振型。

線性結(jié)構(gòu)體系中可以采用振型疊加法計(jì)算設(shè)備結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),即位移響應(yīng)等于各階振型i與響應(yīng)廣義坐標(biāo)乘積線性求和的形式,如式(7)。

(7)

考慮設(shè)備的Rayleigh分布黏滯阻尼時(shí),支柱類(lèi)電氣設(shè)備理論模型的廣義坐標(biāo)運(yùn)動(dòng)微分方程為式(8)。

(8)

(9)

式中:Mj為廣義質(zhì)量;Pj(t)為廣義荷載,考慮頂部結(jié)構(gòu)集中質(zhì)量m0和轉(zhuǎn)動(dòng)慣性j0的表達(dá)式如式(9)所示。采用Newmark-β法求解各階相應(yīng)的運(yùn)動(dòng)微分方程可計(jì)算出地震作用時(shí)程范圍內(nèi)設(shè)備結(jié)構(gòu)實(shí)際的位移響應(yīng),速度響應(yīng)以及加速度響應(yīng)。

1.2 帶減隔震支座的理論模型

對(duì)于帶減隔震裝置支座的支柱類(lèi)電氣設(shè)備,可以取隔離體受力分析,上部設(shè)備底部受到減隔震裝置支座的水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)加速度和轉(zhuǎn)動(dòng)加速度以及地面輸入的加速度;下部減隔震裝置頂部主要受到上部設(shè)備對(duì)其水平方向的剪力和轉(zhuǎn)動(dòng)方向的彎矩作用,不同狀態(tài)下電氣設(shè)備位移示意圖,如圖4所示。上部結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)微分方程不變,但外荷載項(xiàng)需要考慮支座平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)的影響,如式(10)。

圖4 不同狀態(tài)下支柱類(lèi)設(shè)備位移示意圖Fig.4 Displacement of post equipment under different states

(10)

式中:PAj(t)為地面地震動(dòng)輸入加速度激勵(lì)作用的廣義荷載;ag(t)為地面運(yùn)動(dòng)加速度;PBj(t)為減隔震裝置支座與設(shè)備結(jié)構(gòu)之間水平相對(duì)運(yùn)動(dòng)加速度激勵(lì)作用的廣義荷載;D(t)為設(shè)備與支座之間的平動(dòng)位移;PCj(t)為減隔震裝置支座與設(shè)備結(jié)構(gòu)之間轉(zhuǎn)動(dòng)加速度激勵(lì)作用的廣義荷載;θ(t)為設(shè)備與支座之間的轉(zhuǎn)動(dòng)角度。對(duì)于支柱類(lèi)電氣設(shè)備,減隔震裝置支座多以約束轉(zhuǎn)動(dòng)自由度的鋼絲繩阻尼器或摩擦彈簧支座等為主。轉(zhuǎn)動(dòng)方向上考慮上部設(shè)備發(fā)生相對(duì)支座平動(dòng)位移和底部轉(zhuǎn)角時(shí)重力導(dǎo)致的彎矩效應(yīng),而轉(zhuǎn)動(dòng)方向上剛度的非線性行為常采用標(biāo)準(zhǔn)Bouc-Wen模型模擬,基底的運(yùn)動(dòng)方程如式(11)。

(11)

式中:me為減隔震支座的質(zhì)量;Ie為支座的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;kh和ch為減隔震支座的平動(dòng)剛度和黏滯阻力;kθ和cθ為轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和黏滯阻力。采用Runge-Kutta法求解各階廣義坐標(biāo)相應(yīng)的運(yùn)動(dòng)微分方程和支座的運(yùn)動(dòng)微分方程,通過(guò)各階模態(tài)振型對(duì)應(yīng)的與時(shí)間有關(guān)的廣義坐標(biāo)函數(shù),結(jié)合線性結(jié)構(gòu)體系的振型疊加法計(jì)算出結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)理論值。

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)理論模型的驗(yàn)證

利用地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)典型的支柱類(lèi)設(shè)備進(jìn)行試驗(yàn)分析以驗(yàn)證理論模型的有效性。采用±800 kV特高壓旁路開(kāi)關(guān)電氣設(shè)備在0.4g人工波作用下的地震響應(yīng)對(duì)理論模型進(jìn)行驗(yàn)證;其中組合減隔震支座類(lèi)型由鋼絲繩阻尼器和線性黏滯阻尼器組成,布置形式如圖5所示。

圖5 特高壓支柱類(lèi)設(shè)備振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)Fig.5 Shaking table test of the UHV post equipment

本次試驗(yàn)采用的組合減隔震裝置支座是由鋼絲繩阻尼器和線性黏滯阻尼器組成,鋼絲繩阻尼器通過(guò)螺栓與八角形鋼板和臺(tái)面固定,每側(cè)各布置一個(gè);線性黏滯阻尼器采用螺栓斜向45°連接八角形安裝鋼板和臺(tái)面固定鋼板,每側(cè)各布置4個(gè)。設(shè)備結(jié)構(gòu)從上而下分別為兩側(cè)帶有均壓環(huán)的頂部橫向斷續(xù)器、復(fù)合空心絕緣子支柱、控制柜、鋼結(jié)構(gòu)支架、八角形安裝鋼板以及減隔震裝置支座。頂部橫向斷續(xù)器由兩段復(fù)合空心絕緣子組成通過(guò)T性連接節(jié)點(diǎn)相固定,寬度為5.6 m。旁路開(kāi)關(guān)本體復(fù)合空心絕緣子支柱由3段絕緣子通過(guò)法蘭連接組成,重心距離振動(dòng)臺(tái)地面約8.5 m以上,總長(zhǎng)度為8.96 m。整體設(shè)備總高度為15.27 m,總質(zhì)量約為3.06 t,其主震方向與頂部T型平面保持平行。

2.1 動(dòng)力特性的驗(yàn)證

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果可以準(zhǔn)確反映設(shè)備實(shí)際模態(tài)和動(dòng)力響應(yīng),支柱類(lèi)電氣設(shè)備單體理論計(jì)算參數(shù)引入轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和集中質(zhì)量,相關(guān)參數(shù)取值如表1所示。頂部橫向斷續(xù)器的m0和j0的取值分別為776.24 kg和1 579.56 kg·m2。根據(jù)式(6)可以得到理論計(jì)算值和設(shè)備試驗(yàn)測(cè)得的各階模態(tài),其各階振型頻率對(duì)比如表2所示。理論計(jì)算值和試驗(yàn)結(jié)果的前4階模態(tài)頻率基本一致,第一階模態(tài)基本頻率相同,其他高階模態(tài)頻率理論計(jì)算值略高于有限元值。

表1 理論模型各參數(shù)表Tab.1 Parameters of theoretical model

表2 理論與試驗(yàn)各階模態(tài)頻率對(duì)比Tab.2 Comparison of frequencies between theoretical model and test

2.2 地震響應(yīng)的驗(yàn)證帶減隔震支座的理論模型

在地面加速度峰值為0.4g的人工波作用下,對(duì)設(shè)備絕緣子頂部相對(duì)地面位移、頂部結(jié)構(gòu)的加速度以及絕緣子根部應(yīng)力時(shí)程曲線進(jìn)行理論模型和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,如圖6所示。設(shè)備頂部位移的理論計(jì)算值響應(yīng)峰值略大于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果且誤差為16.37%;設(shè)備頂部加速度的理論計(jì)算值響應(yīng)峰值略小于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果且誤差為9.98%;設(shè)備絕緣子根部應(yīng)力響應(yīng)峰值略小于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果且誤差為-13.26%。誤差分析原因主要存在于兩方面:①支柱類(lèi)設(shè)備理論模型中絕緣子等效剛度的簡(jiǎn)化,較好地反映地震響應(yīng)下頂部宏觀響應(yīng),同時(shí)失去了考慮結(jié)構(gòu)突變和法蘭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響,在計(jì)算相對(duì)微觀的應(yīng)力作用時(shí)存在一定的誤差;②實(shí)際鋼絲繩阻尼器在正位移和負(fù)位移存在抗力差異和部分剛度不對(duì)稱(chēng)性。

圖6 理論模型與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)響應(yīng)對(duì)比Fig.6 Comparison of the response of theoretical model and shaking table test

3 地震響應(yīng)規(guī)律及減隔震設(shè)計(jì)分析

3.1 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)支柱類(lèi)設(shè)備的動(dòng)力特性

支柱類(lèi)設(shè)備由于電壓等級(jí)、功能類(lèi)型和結(jié)構(gòu)形式的不同,在理論模型中表現(xiàn)為分段梁的高度、彎曲剛度以及梁頂端的集中質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的不同。定義不同的比值以說(shuō)明不同參數(shù)對(duì)于支柱類(lèi)設(shè)備動(dòng)力特性的影響。

不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的支柱類(lèi)設(shè)備在組成上存在一定的相似性,定義高度比δh為絕緣子高度與支架高度的比值,特高壓設(shè)備支架高度一般介于4～6 m,絕緣子高度一般介于9～13 m,δh的值約為2;定義彎曲剛度比δs為絕緣子與鋼支架彎曲剛度的比值,振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)選用的±800 kV旁路開(kāi)關(guān)設(shè)備的δs值約為0.1;為了反映前3階頻率的變化指標(biāo),定義頻率比δf為參數(shù)改變后各階頻率與初始頻率之比。采用比值作為指標(biāo)為了更加清晰的反應(yīng)支柱類(lèi)設(shè)備各個(gè)參數(shù)對(duì)于設(shè)備動(dòng)力特性的改變趨勢(shì)。不同高度比下設(shè)備各階頻率隨彎曲剛度比變化曲線,如圖7所示。

圖7 各階頻率比隨彎曲剛度比和高度比變化趨勢(shì)Fig.7 Frequency trends of each mode with flexural stiffness ratio at different height ratios

綜合前3階頻率比的變化結(jié)果,其曲線的共同特性為當(dāng)高度比δh一定時(shí),各階頻率比隨彎曲剛度比的增大而非線性增大。具體分析曲線的特征可以總結(jié)如下結(jié)論: ①支柱類(lèi)設(shè)備基頻隨抗彎剛度比的增加迅速增加,當(dāng)抗彎剛度比超過(guò)0.125后,基頻的增加速率開(kāi)始逐漸減小。即使在不同的高度比下,設(shè)備基頻的增加趨勢(shì)幾乎保持一致;②與第一模態(tài)不同,第二模態(tài)的頻率在高度比時(shí)呈現(xiàn)不同的增長(zhǎng)速率,支柱類(lèi)設(shè)備的設(shè)備類(lèi)型對(duì)二階頻率的影響更為嚴(yán)重;③不同支柱類(lèi)設(shè)備的三階模態(tài)頻率對(duì)彎曲剛度的變化趨勢(shì)是不均勻的,特別是當(dāng)高度比為1.3時(shí)(超高壓及其以下電壓等級(jí)的支柱類(lèi)設(shè)備δh數(shù)值在這個(gè)點(diǎn)附近);增加剛度比值對(duì)于普通電壓等級(jí)設(shè)備的三階頻率影響程度大于特高壓支柱類(lèi)設(shè)備。

3.2 減隔震參數(shù)對(duì)地震響應(yīng)規(guī)律的影響

支柱類(lèi)電氣設(shè)備由于其嚴(yán)格的電氣功能要求,在地震作用下需要對(duì)設(shè)備頂部的位移和最危險(xiǎn)截面的應(yīng)力進(jìn)行嚴(yán)格的控制。按照GB 50260-2013《電力設(shè)施抗震規(guī)范設(shè)計(jì)》中規(guī)定的要求來(lái)選取地震波的類(lèi)型,選取5條地震動(dòng)輸入進(jìn)行減隔震參數(shù)對(duì)地震響應(yīng)規(guī)律的影響分析,其反應(yīng)譜與場(chǎng)地需求譜如圖8所示。所選擇3條地震動(dòng)的主震方向加速度反應(yīng)譜對(duì)場(chǎng)地需求譜的覆蓋程度高。為了避免單條地震動(dòng)對(duì)設(shè)備地震響應(yīng)造成的隨機(jī)性突變現(xiàn)象,地震響應(yīng)結(jié)果采用所選地震動(dòng)下平均值作為最終值。

圖8 輸入地震動(dòng)反應(yīng)譜與場(chǎng)地需求譜Fig.8 Average response spectrum and required response spectrum of seismic inputs

3.2.1 減隔震參數(shù)對(duì)特高壓設(shè)備地震響應(yīng)的影響

對(duì)于特高壓支柱類(lèi)電氣設(shè)備,設(shè)備的高度一般在12 m以上,頂部結(jié)構(gòu)的質(zhì)量不容忽視,結(jié)構(gòu)的一階模態(tài)為整體彎曲,其基頻在0.3～2.5 Hz[19-20],選取試驗(yàn)采用的±800 kV旁路開(kāi)關(guān)設(shè)備作為分析對(duì)象,在不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼系數(shù)下得到地震響應(yīng)規(guī)律如圖9所示。特高壓支柱類(lèi)設(shè)備多采用玻璃鋼纖維等復(fù)合材料,由于典型的懸臂結(jié)構(gòu)受力特征,電氣設(shè)備的根部截面(圖2中L2與L3連接處)承受的彎矩最大,當(dāng)這一截面的最大應(yīng)力響應(yīng)超過(guò)材料容許強(qiáng)度,可能導(dǎo)致根部薄弱部分不可逆的脫節(jié)脆斷,進(jìn)一步引發(fā)支柱類(lèi)整體結(jié)構(gòu)的傾覆或倒塌,因此選取電氣設(shè)備根部截面應(yīng)力作為后續(xù)分析中的應(yīng)力響應(yīng)。

圖9 不同減隔震參數(shù)對(duì)特高壓設(shè)備應(yīng)力響應(yīng)影響Fig.9 Effects of different isolation parameters on stress response of UHV post equipment

在地震作用下,特高壓設(shè)備的應(yīng)力響應(yīng)隨著轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的增加顯現(xiàn)出非線性增加的趨勢(shì),且增加趨勢(shì)根據(jù)轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼的不同表現(xiàn)出明顯的差異性。在沒(méi)有阻尼的情況下,電氣設(shè)備根部截面的應(yīng)力響應(yīng)隨著剛度的增加出現(xiàn)了先增加后減小的趨勢(shì);當(dāng)轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼超過(guò)一定閾值時(shí),改變剛度對(duì)于地震響應(yīng)的影響微小。在地震作用下,特高壓設(shè)備的應(yīng)力響應(yīng)隨著轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼的增加而降低,且在不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度情況下,應(yīng)力響應(yīng)的趨勢(shì)表現(xiàn)出相似性。當(dāng)阻尼增加到一定程度時(shí),不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度下的應(yīng)力響應(yīng)趨于平穩(wěn),繼續(xù)增加阻尼不利于降低地震響應(yīng)。對(duì)于特高壓支柱類(lèi)設(shè)備的地震響應(yīng),阻尼的影響作用大于轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響,在不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度下,增加阻尼可以有效的減少地震響應(yīng)。

3.2.2 減隔震參數(shù)對(duì)普通支柱類(lèi)設(shè)備地震響應(yīng)影響

對(duì)于普通支柱類(lèi)電氣設(shè)備(超高壓及以下電壓等級(jí)的設(shè)備),設(shè)備高度一般在12 m以下,電壓等級(jí)為500 kV及以下,設(shè)備往往采用陶瓷材料和混凝土支架,整體結(jié)構(gòu)具有較強(qiáng)的抗側(cè)剛度,其基頻在2.5～6.0 Hz[21-23],選取試驗(yàn)采用的110 kV避雷器設(shè)備作為分析對(duì)象,其高度為4.9 m,基本頻率為5.48 Hz,在不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼系數(shù)下得到地震響應(yīng)規(guī)律如圖10所示。

圖10 不同減隔震參數(shù)對(duì)普通支柱類(lèi)設(shè)備應(yīng)力響應(yīng)影響Fig.9 Effects of different isolation parameters on stress response of common post equipment

在地震作用下,普通支柱類(lèi)設(shè)備的應(yīng)力響應(yīng)表現(xiàn)出很強(qiáng)的隨機(jī)性,地震響應(yīng)隨著轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的增加呈現(xiàn)出近似線性增加的趨勢(shì),且不同阻尼系數(shù)下的斜率不同。轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的改變對(duì)于應(yīng)力響應(yīng)的影響程度隨著阻尼系數(shù)的增加而降低;對(duì)于阻尼改變而言,應(yīng)力響應(yīng)隨著轉(zhuǎn)動(dòng)阻尼的增加而出現(xiàn)了先減小后趨于穩(wěn)定的趨勢(shì),且對(duì)于保持小剛度值不變的情況,增加阻尼反而會(huì)增大地震響應(yīng)。對(duì)于普通支柱類(lèi)設(shè)備的地震響應(yīng),轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響作用大于阻尼的影響。不同阻尼下,可以通過(guò)減小隔震支座的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度降低地震響應(yīng),且應(yīng)保持阻尼處于合理范圍內(nèi),見(jiàn)圖10。

為了進(jìn)一步說(shuō)明阻尼對(duì)于結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果的影響,求解得到同等剛度情況下,無(wú)阻尼和小阻尼情況下的隔震支座力-位移曲線,如圖11所示。

圖11 不同阻尼參數(shù)下隔震支座的滯回曲線Fig.11 Hysteretic curves of isolation under different damping parameters

適當(dāng)增加阻尼,隔震支座的滯回曲線近似呈橢圓形,能有效的消耗地震能量達(dá)到減震的目的。對(duì)于同等轉(zhuǎn)動(dòng)剛度不同阻尼的結(jié)構(gòu)而言,增加阻尼可以小幅度的降低滯回曲線的等效剛度,在隔震參數(shù)選擇的過(guò)程中,阻尼參數(shù)和剛度參數(shù)并非相互獨(dú)立,需要綜合上部結(jié)構(gòu)特征,得到地震作用下支座的性能進(jìn)行減隔震效果的分析與設(shè)計(jì)。

3.3 支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)方法

工程上,為了提高支柱類(lèi)電氣設(shè)備抗震性能,當(dāng)進(jìn)行組合減隔震裝置支座參數(shù)選取時(shí),基于不同電壓等級(jí)支柱類(lèi)電氣設(shè)備動(dòng)力響應(yīng)特點(diǎn)或工程設(shè)計(jì)需要,常以某一目標(biāo)導(dǎo)向作為減隔震裝置支座控制設(shè)備地震響應(yīng)的依據(jù)。由于不同電壓等級(jí)的支柱類(lèi)設(shè)備存在著明顯不同的結(jié)構(gòu)特征,其在設(shè)計(jì)思路和設(shè)計(jì)方法上也應(yīng)遵循不同的流程。

對(duì)于特高壓支柱類(lèi)設(shè)備,其基頻值所在的加速度放大系數(shù)位于反應(yīng)譜的下降段,此時(shí)一定范圍內(nèi)剛度改變對(duì)于結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)小于阻尼改變的影響,應(yīng)首先嘗試調(diào)整隔震參數(shù)的阻尼參數(shù)。對(duì)于普通支柱類(lèi)設(shè)備,其基頻值所在的加速度放大系數(shù)處在反應(yīng)譜的平臺(tái)段,此范圍內(nèi)的地震響應(yīng)由于不同地震波反應(yīng)譜存在較大差異性,應(yīng)盡量選擇更多的地震動(dòng)輸入計(jì)算結(jié)果消除偶然性帶來(lái)的誤差。對(duì)于普通支柱類(lèi)設(shè)備,應(yīng)先通過(guò)調(diào)整隔震參數(shù)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度參數(shù)改變結(jié)構(gòu)的基本頻率,再適當(dāng)增加阻尼得到合理的地震響應(yīng)結(jié)果。對(duì)于變電站支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)方法歸納的流程,如圖12所示。根據(jù)不同類(lèi)型的支柱類(lèi)設(shè)備響應(yīng)特征選擇不同的設(shè)計(jì)路線,最終到達(dá)預(yù)設(shè)的減隔震目標(biāo)。

圖12 變電站支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)流程圖Fig.12 Flow chart of seismic isolation design for post equipment in substation

4 結(jié) 論

本文建立了考慮集中質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的支柱類(lèi)電氣設(shè)備減隔震體系理論模型,通過(guò)地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證其有效性,分析剛度和阻尼等減隔震參數(shù)對(duì)不同電壓等級(jí)設(shè)備的地震響應(yīng)影響規(guī)律,總結(jié)變電站中支柱類(lèi)設(shè)備減隔震設(shè)計(jì)方法,給出設(shè)計(jì)流程圖,得到以下結(jié)論:

(1) 基于分布參數(shù)體系的支柱類(lèi)電氣設(shè)備理論模型可以考慮集中質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的影響,得到含有減隔震支座的設(shè)備地震響應(yīng),并通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的有效性。

(2) 地震作用下,特高壓支柱類(lèi)設(shè)備的應(yīng)力響應(yīng)隨著隔震支座阻尼系數(shù)的增加而降低,當(dāng)阻尼增加到一定程度時(shí),不同轉(zhuǎn)動(dòng)剛度下的應(yīng)力響應(yīng)趨于同一數(shù)值;超高壓及以下電壓等級(jí)支柱類(lèi)設(shè)備的應(yīng)力響應(yīng)隨著轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的增加而近似呈現(xiàn)出近似線性增加的趨勢(shì),且曲線斜率隨著阻尼系數(shù)的增加而降低。

(3) 不同電壓等級(jí)的支柱類(lèi)設(shè)備的減隔震措施應(yīng)遵循不同的設(shè)計(jì)方法,超高壓及以下電壓等級(jí)支柱類(lèi)設(shè)備首先調(diào)整隔震支座的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度,再適當(dāng)增加阻尼;特高壓設(shè)備則需要首先選擇合適的阻尼參數(shù),再進(jìn)行轉(zhuǎn)動(dòng)剛度參數(shù)的調(diào)整。