摘 要：為了提高變電站二次設(shè)備柜抗震性能和韌性，探究了二次設(shè)備柜底部連接剛度對(duì)其動(dòng)力響應(yīng)的影響，對(duì)6個(gè)不同連接形式的二次設(shè)備柜進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。采用ABAQUS軟件對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對(duì)底部連接剛度進(jìn)行了參數(shù)化分析。結(jié)果表明：底部螺絲數(shù)量顯著影響設(shè)備柜基本頻率，螺絲數(shù)量增加2倍后，設(shè)備柜的基本頻率增大了61.8%；試驗(yàn)后拼柜基本頻率最大下降了17.2%，在所有設(shè)備柜中下降幅度最大，應(yīng)加強(qiáng)拼柜的底部連接剛度；地震作用下設(shè)備柜發(fā)生強(qiáng)度破壞的可能性較小，隨著底部螺絲豎向剛度的增大，設(shè)備柜的峰值加速度先增大后減小，設(shè)備柜頂部峰值加速度增大了16.6%～74.2%；隨著底部螺絲水平剛度的增大，設(shè)備柜頂部峰值加速度減小了3.28%～29.6%。研究可為變電站二次設(shè)備柜的抗震設(shè)計(jì)以及地震韌性變電站的建造提供重要參考。

關(guān)鍵詞：金屬結(jié)構(gòu)；二次設(shè)備柜；連接剛度；振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)；動(dòng)力響應(yīng)

中圖分類號(hào)：TU375" 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A""文章編號(hào)：1008-1534（2024）06-0450-11

Shaking table test and numerical simulation study of secondary equipment cabinet with different connection stiffness

CHENG Zhiyu¹， ZHANG Tianzhong²， HU Guangrun³， WANG Kaiku³， HE Yuchen⁴， FENG Yulong⁵，

YU Fei⁵， ZENG Zhihao⁵

（1.State Grid Anhui Electric Power Company Limited， Hefei， Anhui 230022， China; 2.Construction Branch of State Grid Anhui Electric Power Company Limited， Hefei， Anhui" 230071， China; 3.Anhui Power Transmission and Transformation Engineering Company Limited， Hefei， Anhui" 230071， China; 4.Economic and Technology Research Institute of State Grid Anhui Electric Power Company Limited， Hefei， Anhui 230022; 5.College of Civil Engineering， Hefei University of Technology， Hefei， Anhui 230009， China）

Abstract：

In order to improve the seismic performance and resilience of substation′s secondary equipment cabinets， the influence of the bottom connection stiffness of the secondary equipment cabinets（SEC） on its dynamic response was investigated. Shaking table test was carried out on six SECs with different connection forms， numerical simulation of the tests was carried out using ABAQUS software， and parametric analysis of the bottom connection stiffness was carried out. The results show that the number of screws at the bottom significantly affects the basic frequency of the equipment cabinet， and the basic frequency of the equipment cabinet increased 61.8% after the number of screws increased two times. After the test， the basic frequency of the spliced equipment cabinet decreased by 17.2%， which was the largest decrease among all the equipment cabinets， and the bottom connection stiffness of the spliced equipment cabinet should be strengthened. The possibility of strength damage of the equipment cabinet under seismic action was small， and more attention should be paid to the effect of the acceleration response on the working performance of the equipment. As the vertical stiffness of the bottom screw increased， the peak acceleration of the equipment cabinet first increased and then decreased. Peak acceleration at the top of the equipment cabinet increased by 16.6% to 74.2%. As the horizontal stiffness of the bottom screw increased， the peak acceleration of the equipment cabinets decreased. Peak acceleration at the top of the equipment cabinet decreased by 3.28%～29.6%. This study can provide important reference for the seismic design of substation’s secondary equipment cabinets and the construction of seismic resilient substations.

Keywords：

metal structure; secondary equipment cabinet; connection stiffness; shaking table test; dynamic response

變電站是送變電工程中的重要組成部分，其設(shè)備的穩(wěn)定運(yùn)行是電網(wǎng)穩(wěn)定的關(guān)鍵。歷次地震災(zāi)害調(diào)研發(fā)現(xiàn)，設(shè)備抵御震害能力較差，出現(xiàn)了屏柜傾倒、電纜松脫等損壞現(xiàn)象，影響生命線系統(tǒng)的安全性^[1]。

電氣一次設(shè)備在變電站中起到直接生產(chǎn)、轉(zhuǎn)換和輸配電能的作用，學(xué)者對(duì)其抗震性能進(jìn)行了大量研究^[2-3]。針對(duì)設(shè)備破壞集中發(fā)生于套管根部的情況^[4]，學(xué)者們通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到了套管在地震作用下的破壞模式和響應(yīng)規(guī)律^[5-6]。此外，梁黃彬等^[7]對(duì)比分析了不同國家關(guān)于套管抗震性能的現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)，并提出了改進(jìn)中國相應(yīng)試驗(yàn)規(guī)定的修訂建議。鄭福成^[8]驗(yàn)證了220 kV高壓氣體絕緣開關(guān)設(shè)備在0.5g地震激勵(lì)下依舊帶電運(yùn)行，安全系數(shù)最小值為28.71。趙明帥等^[9]驗(yàn)證了高壓開關(guān)設(shè)備的薄弱環(huán)節(jié)在斷路器與母線連接部位。程永鋒等^[10]研究發(fā)現(xiàn)，在互連耦合體系中的避雷器設(shè)備的易損程度高于互感器設(shè)備，應(yīng)著重關(guān)注避雷器設(shè)備的安全。謝強(qiáng)等^[11]證明了T型旁路開關(guān)受高階振型影響，加速度響應(yīng)在中上部較大。

電氣二次設(shè)備對(duì)電氣一次設(shè)備起到監(jiān)控和保護(hù)作用，二次設(shè)備的損壞會(huì)導(dǎo)致一次設(shè)備處于無保護(hù)運(yùn)行狀態(tài)。陳向東等^[12]通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)探究了二次設(shè)備柜的強(qiáng)度、剛度和安全性能。LATIF等^[13]指出主體螺栓連接的設(shè)備柜不能理想化為剛性底座，應(yīng)考慮螺栓的剪切性能。GALLO等^[14]提出了錨固于混凝土的受剪螺栓滯回模型并用于評(píng)估其連接設(shè)備的響應(yīng)。然而，目前對(duì)于二次設(shè)備保護(hù)柜的抗震性能評(píng)估較少，尤其是連接剛度對(duì)設(shè)備的影響。

同時(shí)設(shè)備底部連接和設(shè)備間拼接方式的合理設(shè)計(jì)對(duì)保障設(shè)備性能是至關(guān)重要的。徐衛(wèi)鋒等^[15]證明了設(shè)備的不同固定條件會(huì)影響設(shè)備多維地震響應(yīng)的加速度峰值和反應(yīng)譜特性。在支架設(shè)備的抗震性能研究中，姜斌等^[16]分析了設(shè)備繞法蘭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和支架剛度比對(duì)設(shè)備動(dòng)力特性的影響，并提出了二者與體系基頻的擬合公式。JAIMES等^[17]研究發(fā)現(xiàn)，設(shè)備的傾倒風(fēng)險(xiǎn)受支撐條件影響顯著。LI等^[18]研究了支架與設(shè)備剛性連接對(duì)地震作用下設(shè)備加速度響應(yīng)的放大效應(yīng)。LIM等^[19]指出主-次結(jié)構(gòu)間的相互作用對(duì)二次結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)更加明顯。FILIATRAULT等^[20] 研究表明，設(shè)備間相互拼接會(huì)放大單個(gè)設(shè)備的動(dòng)力響應(yīng)。因此，應(yīng)考慮設(shè)備與主體之間的連接形式以及設(shè)備與設(shè)備間的拼接形式對(duì)設(shè)備性能的影響。

針對(duì)設(shè)備柜連接形式和底部連接剛度對(duì)二次設(shè)備柜抗震性能影響研究不充分的問題，本文開展了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，對(duì)比分析底部不同連接形式下二次設(shè)備柜的動(dòng)力響應(yīng)，并對(duì)底部連接剛度進(jìn)行數(shù)值參數(shù)化分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 二次設(shè)備柜及其連接形式

圖1為某變電站預(yù)制設(shè)備艙及其二次設(shè)備柜的結(jié)構(gòu)示意圖。如圖1 a）所示，預(yù)制艙底部檁條上焊接有鋼板，二次設(shè)備柜被連接于預(yù)制艙底板上。如圖1 b）所示，二次設(shè)備柜尺寸為2 260 mm×800 mm×600 mm，柜內(nèi)2個(gè)設(shè)備元件距離地面高度分別為1 400 mm和1 600 mm。二次設(shè)備柜所用設(shè)備元件包括斷路器及輔助保護(hù)裝置和超高壓輸線路電流差動(dòng)保護(hù)裝置等。二次設(shè)備元件對(duì)電力系統(tǒng)工況進(jìn)行監(jiān)測(cè)、控制、調(diào)節(jié)和保護(hù)，確保電力系統(tǒng)的安全生產(chǎn)、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行和可靠供電。圖2為二次設(shè)備柜連接圖。通過自攻螺絲連接設(shè)備柜底部骨架梁和預(yù)制艙底部鋼板，以完成設(shè)備柜與預(yù)制艙間的連接。此外，部分柜體還在底部連接的基礎(chǔ)上通過自攻螺絲進(jìn)行了側(cè)向拼接。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

本研究設(shè)計(jì)了一種二次設(shè)備柜安裝底座，用于將設(shè)備柜連接、固定在振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面，如圖3所示。設(shè)備柜安裝底座由2根鋼條和1塊鋼板焊接而成。鋼條尺寸為850 mm×100 mm×20 mm，同時(shí)每根鋼條兩端均設(shè)有螺栓孔，鋼條與底座鋼板焊接。鋼板尺寸為820 mm×620 mm×2 mm（或820 mm×620 mm×4 mm），其厚度與預(yù)制艙底板厚度相同，近似等效預(yù)制艙底板。在進(jìn)行設(shè)備柜底部與臺(tái)面連接時(shí)，首先通過高強(qiáng)螺栓連接底座鋼條和振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面，完成底座與臺(tái)面的固接，底座與臺(tái)面的加速度變化近似一樣；再通過自攻螺絲連接設(shè)備柜底部骨架梁和底座鋼板，進(jìn)而完成試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷陌惭b。為探究底部連接剛度對(duì)二次設(shè)備柜地震響應(yīng)的影響，對(duì)被固定于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面的6個(gè)二次設(shè)備柜（以下簡(jiǎn)稱X號(hào)設(shè)備柜）進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，形成4個(gè)試驗(yàn)對(duì)比組，試驗(yàn)參數(shù)包括底部自攻螺絲連接數(shù)量、底板厚度和柜體間是否拼接，具體參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖如圖4所示。其中，1號(hào)設(shè)備柜作為標(biāo)準(zhǔn)組，通過2×5個(gè)螺絲與2 mm厚底板實(shí)現(xiàn)了底部連接。在1號(hào)設(shè)備柜基礎(chǔ)上，2號(hào)設(shè)備柜將螺絲數(shù)量增加至2×10個(gè)，3號(hào)設(shè)備柜將底板厚度增加至4 mm。4—6號(hào)設(shè)備柜在1號(hào)設(shè)備柜底部連接的基礎(chǔ)上通過自攻螺絲進(jìn)行了拼接，側(cè)向拼接的相鄰柜體間共設(shè)有6個(gè)自攻螺絲，在柜體兩側(cè)的蒙皮上各設(shè)置3個(gè)自攻螺絲。

1.3 測(cè)量方案

使用加速度計(jì)測(cè)量二次設(shè)備柜及內(nèi)部輔助設(shè)備元件的加速度響應(yīng)。以1號(hào)設(shè)備柜為例，測(cè)量了設(shè)備柜中線頂點(diǎn)（AT）、設(shè)備柜邊線中點(diǎn)（AM）、內(nèi)部設(shè)備元件（AI）的加速度。采用頂桿式位移計(jì)（以下簡(jiǎn)稱位移計(jì)）（D）測(cè)量設(shè)備柜邊線中點(diǎn)與臺(tái)面的相對(duì)位移，其中1—3號(hào)設(shè)備柜各布置1個(gè)位移計(jì)，拼柜在5號(hào)設(shè)備柜布置1個(gè)位移計(jì)。二次設(shè)備柜的測(cè)點(diǎn)示意圖如圖5所示。圖中數(shù)字表示加速度計(jì)和位移計(jì)的編號(hào)。

1.4 地震波激勵(lì)試驗(yàn)工況

根據(jù)中國標(biāo)準(zhǔn)《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（T/CECS 392）^[21]選取地震波。本研究從規(guī)范推薦的7條地震波中選取Northridge波（N波，1994年Northridge-01地震，站臺(tái)：LA-Sepulveda VA Hospital）和Parkfield波（P波，2004年P(guān)arkfield-02，CA地震，站臺(tái)：Parkfield Fault Zone 7）進(jìn)行試驗(yàn)。

考慮不同激勵(lì)類別和目標(biāo)加速度峰值，共進(jìn)行10組工況振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，試驗(yàn)工況見表2。

加載時(shí)僅加載地震波過程的強(qiáng)震部分，2條波均截取了16 s的時(shí)長(zhǎng)。2組地震波的峰值加速度調(diào)整為0.4g后的加速度時(shí)程曲線如圖6所示。

2條地震波與GB 50011—2010（2016年版）《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》^[22]中相應(yīng)的加速度反應(yīng)譜對(duì)比圖見圖7 a）。通過傅里葉變換將地震波的加速度時(shí)域函數(shù)轉(zhuǎn)換為加速度頻域函數(shù)，從而得到地震波的加速度傅里葉譜，如圖7 b）所示。傅里葉變換公式如式（1）所示。由圖7 b）可知，相比于N波，P波包含更大的高頻（頻率gt;8 Hz）。

Fw=∫^+∞_{-∞fte-iωtdt，}（1）

式中：F（w）是頻域中的復(fù)數(shù)函數(shù)；f（t）是時(shí)域中的函數(shù)；w表示頻率，e^-iwt是一個(gè)復(fù)數(shù)指數(shù)函數(shù)。

在地震波激勵(lì)工況下，對(duì)設(shè)備柜進(jìn)行單向地震輸入，對(duì)比不同連接剛度和形式下設(shè)備柜的抗震性能。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 基本頻率

在地震波工況激勵(lì)前后分別輸入白噪聲，測(cè)得各設(shè)備柜在目標(biāo)加速度峰值激勵(lì)前后的基本頻率變化。圖8為試驗(yàn)前和試驗(yàn)后各設(shè)備柜的基本頻率變化。

由圖8可知，1—3號(hào)設(shè)備柜試驗(yàn)前基本頻率分別是3.85，6.23，4.76 Hz，試驗(yàn)后的基本頻率分別為3.67，5.98，4.57 Hz。4—6號(hào)設(shè)備柜的基本頻率相同，試驗(yàn)前和試驗(yàn)后分別是6.04 Hz和5.01 Hz。按照試驗(yàn)前和試驗(yàn)后的基本頻率由大到小排序，依次均是2號(hào)、4號(hào)（代替描述4—6號(hào)）、3號(hào)和1號(hào)。這表明增加底部連接螺絲數(shù)量、底板厚度和設(shè)置拼柜的方式均能增大設(shè)備柜的剛度，從而使設(shè)備柜具有更大的基本頻率。其中，增加底部連接螺絲數(shù)量對(duì)基本頻率的提升最明顯，提升了61.8%。同時(shí)，試驗(yàn)后設(shè)備柜的基本頻率相較于試驗(yàn)前均出現(xiàn)下降，1—4號(hào)設(shè)備柜分別下降了4.7%，4.1%，4.0%和17.1%。因此，各設(shè)備柜與底座鋼板之間的連接螺絲在試驗(yàn)后均出現(xiàn)損傷，其中4號(hào)設(shè)備柜的連接損傷最為嚴(yán)重。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是，4號(hào)設(shè)備柜作為拼接設(shè)備柜，其質(zhì)量高于1—3號(hào)單個(gè)設(shè)備柜。因此，地震作用下4號(hào)設(shè)備柜的慣性力同樣高于1—3號(hào)設(shè)備柜。通過對(duì)試驗(yàn)后設(shè)備柜的檢查，各設(shè)備柜底部均出現(xiàn)螺絲松動(dòng)現(xiàn)象，拼接設(shè)備柜松動(dòng)尤為明顯。由此可知，相比于單獨(dú)設(shè)備柜（1—3號(hào)），質(zhì)量更大的拼接設(shè)備柜（4號(hào)）應(yīng)加強(qiáng)底部連接以避免底部螺栓的松動(dòng)。

2.2 加速度響應(yīng)

在不同工況下所測(cè)得設(shè)備柜中線頂點(diǎn)（AT）、設(shè)備柜邊線中點(diǎn)（AM）以及內(nèi)部設(shè)備元件（AI）的2個(gè)測(cè)點(diǎn)峰值加速度相較于臺(tái)面加速度的放大系數(shù)分別記為KAT，KAM，KAI1和KAI2。加速度放大系數(shù)反映了設(shè)備結(jié)構(gòu)對(duì)于地面加速度的放大作用。圖9展示了各設(shè)備柜KAT的對(duì)比。由圖9可知，4—6號(hào)設(shè)備柜的KAT在1.9～3.5范圍內(nèi)，3個(gè)設(shè)備柜的KAT在各試驗(yàn)工況下數(shù)據(jù)吻合較好，同時(shí)具有相同的變化規(guī)律。這表明拼柜在受到單向水平地震作用時(shí)，各設(shè)備柜可以共同工作。

1號(hào)設(shè)備柜的底部連接剛度小于2號(hào)設(shè)備柜，通過同一工況下1號(hào)和2號(hào)設(shè)備柜的比較可以發(fā)現(xiàn)，在N波下1號(hào)設(shè)備柜的KAT均值大于2號(hào)設(shè)備柜；而在P波下1號(hào)設(shè)備柜的KAT均值小于2號(hào)設(shè)備柜。通過試驗(yàn)前測(cè)得的設(shè)備柜基本頻率，換算得到各設(shè)備柜的一階周期為0.16～0.26 s，均位于反應(yīng)譜的平臺(tái)端（0.10～0.45 s）。N波和P波作用下設(shè)備柜反應(yīng)譜平臺(tái)段（截取0.10～0.30 s）如圖10所示。

由圖10可知，在N波作用下，設(shè)備柜結(jié)構(gòu)反應(yīng)譜加速度基本上

隨自振周期的增大而增大，而在P波作用下設(shè)備柜反應(yīng)譜加速度則表現(xiàn)出相反的規(guī)律。因此，1號(hào)和2號(hào)設(shè)備柜在N波和P波下KAT的變化規(guī)律與反應(yīng)譜加速度變化規(guī)律一致。類似的結(jié)果可以在小震和中震下1號(hào)和3號(hào)、1號(hào)和4號(hào)設(shè)備柜的KAT對(duì)比中發(fā)現(xiàn)。加速度反應(yīng)譜反映了地震波作用下單質(zhì)點(diǎn)彈性體系的加速度隨周期變化的響應(yīng)情況。隨著結(jié)構(gòu)自振周期的增大，結(jié)構(gòu)的加速度基本呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。本研究中，各設(shè)備的基本周期都位于反應(yīng)譜的平臺(tái)段。在平臺(tái)段，設(shè)備加速度在不同地震波作用下呈現(xiàn)出不同的響應(yīng)規(guī)律，這表明設(shè)備柜的加速度響應(yīng)不僅與設(shè)備柜底部連接剛度大小相關(guān)，還受到地震波特性的影響。

圖11為不同工況下各設(shè)備柜的KAM和KAI的對(duì)比，不包含已損壞的AM3數(shù)據(jù)。由圖11可知，各工況下同一設(shè)備柜的KAM和KAI與前述KAT的變化趨勢(shì)基本一致。因此，試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了由KAT分析所得到的結(jié)論。此外，由圖11 b）可知，同一設(shè)備柜內(nèi)2個(gè)輔助設(shè)備元件加速度放大系數(shù)KAI1和KAI2，其中KAI1是上側(cè)設(shè)備元件的加速度放大系數(shù)。由圖11 b）可知，同一設(shè)備柜內(nèi)2個(gè)輔助設(shè)備元件的KAI變化規(guī)律基本一致，且同一設(shè)備柜內(nèi)較高設(shè)備元件的KAI1均大于KAI2。

加速度放大系數(shù)（Ki）的計(jì)算公式見式（2）。

K_i=AiAPGA，（2）

式中：i表示加速度測(cè)點(diǎn)位置；Ai為設(shè)備對(duì)應(yīng)位置i 的絕對(duì)加速度最大值；APGA為設(shè)備底部輸入絕對(duì)加速度峰值；Ki為設(shè)備對(duì)應(yīng)位置i處的加速度放大系數(shù)。

2.3 位移響應(yīng)

不同工況下各設(shè)備柜中線的峰值位移變化結(jié)果見圖12，其中D2位移計(jì)在工況9損壞，D4位移計(jì)在工況8和9損壞。

由圖12可知，在所有設(shè)備柜中2號(hào)設(shè)備柜取得了最好的位移控制效果，而1號(hào)設(shè)備柜的位移最大。

這表明，相較于標(biāo)準(zhǔn)模型，增加底部螺絲數(shù)量、加厚鋼板、設(shè)置拼柜的形式都可以增大設(shè)備柜的剛度。其中，增加底部螺絲數(shù)量對(duì)設(shè)備柜剛度影響最顯著。設(shè)備剛度提高的原因是，螺絲數(shù)量和鋼板厚度的增加提高了設(shè)備柜與底板間的連接程度。其中增加鋼板厚度增大了螺絲與鋼板間的粘結(jié)滑移長(zhǎng)度，而增加螺絲數(shù)量直接增大了設(shè)備與鋼板間

的連接面積。因此，增加螺絲數(shù)量對(duì)于設(shè)備剛度的影響要大于增加鋼板厚度。此外，側(cè)向拼柜方式使得3個(gè)設(shè)備柜共同受力，提高了設(shè)備柜的平面內(nèi)抗側(cè)剛度。然而，由于拼柜質(zhì)量增大，卻沒有增強(qiáng)底部連接，因此在地震作用下拼柜的剛度小于增加螺絲數(shù)量的設(shè)備柜的剛度。

各設(shè)備柜峰值位移隨著地震峰值加速度的增加而不斷增加，設(shè)備柜的最大位移獲得于工況9下的D1設(shè)備柜。

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型建立

采用ABAQUS數(shù)值模擬軟件建立試驗(yàn)設(shè)備的數(shù)值模型。如圖13 a）所示，模型底部采用實(shí)體單元（C3D8R）建立了設(shè)備底座，包含2根鋼條與1塊鋼板。模型內(nèi)部采用實(shí)體單元（C3D8R）建立了3個(gè)設(shè)備元件。此外，模型中設(shè)備骨架均采用梁?jiǎn)卧˙31）建立，蒙皮均采用殼單元（S4R）建立。模型中所有材料屬性均一致，材料的彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。

如圖13 b）所示，設(shè)備柜底部骨架梁（設(shè)備底梁）與底部鋼板（薄鋼板）之間采用連接器單元模擬自攻螺絲，連接單元類型為Cartesian，連接器位置和數(shù)量與自攻螺絲的實(shí)際布置情況一致，模型其余接觸部分包括設(shè)備各部件之間、底座鋼板與薄鋼條之間采用“tie”進(jìn)行綁定連接。本研究自攻螺絲剛度被簡(jiǎn)化設(shè)置，自攻螺絲僅設(shè)置豎向剛度，而水平方向被設(shè)置為剛性。自攻螺絲豎向行為選擇“彈性”并不斷改變豎向連接剛度使得數(shù)值模型與試驗(yàn)的固有頻率接近。除連接器單元外，設(shè)備底部與底座鋼板之間建立“接觸”，定義接觸的法向行為為“硬”接觸，并允許接觸后分離。2根鋼條底面中心均建立一個(gè)參考點(diǎn)，參考點(diǎn)分別與相應(yīng)的鋼條底面耦合。

有限元模型共建立 2 個(gè)分析步：1）“靜力通用”（Static， General），在該分析步中為模型施加重力荷載，并對(duì)參考點(diǎn)施加固定約束；2）“動(dòng)力隱式”（Dynamic， Implicit），在該分析步中釋放參考點(diǎn)加載方向的自由度，并在該方向施加地震動(dòng)，所施加的地震動(dòng)為試驗(yàn)中臺(tái)面加速度實(shí)測(cè)加速度數(shù)據(jù)。

3.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

以1號(hào)設(shè)備柜為例，通過調(diào)整模型底部自攻螺絲的豎向剛度使得模型與試驗(yàn)設(shè)備的基本頻率接近。如表3所示，在剛度取值為200 N/mm時(shí)，模型的基本頻率略高于試驗(yàn)基本頻率（3.785 Hz），誤差僅為1.6%。因此，底部螺絲的豎向剛度取值為200 N/mm。

圖14給出了罕遇地震下加速度時(shí)程曲線對(duì)比。由圖14可知，在AT1位置，試驗(yàn)與模擬的加速度時(shí)程曲線大致吻合，加速度誤差平均值約為17.5%。由圖15可知，固有頻率在2.075～9.644 Hz（0.104～0.482 s）范圍內(nèi)，N波和P波下數(shù)值模擬模型AT1位置的加速度放大系數(shù)變化規(guī)律和試驗(yàn)變化規(guī)律基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了關(guān)于設(shè)備柜加速度響應(yīng)受地震波特性影響這一結(jié)論。此外，圖16繪制了不同高度各測(cè)點(diǎn)處的加速度放大系數(shù)對(duì)比，數(shù)值模擬在不同測(cè)點(diǎn)得到的加速度峰值略高于試驗(yàn)值。

數(shù)值模擬和試驗(yàn)之間存在的誤差，分析認(rèn)為這與所建立模型的接觸關(guān)系有關(guān)。模型中除底部螺絲連接以外位置的螺栓和縫隙，均被設(shè)置為綁定，即認(rèn)為連接處的變形一致。然而，二次設(shè)備柜在實(shí)際安裝過程中的縫隙是不可避免的，因此模型與試驗(yàn)的動(dòng)力響應(yīng)存在差別。總體而言，所建立的模型能較好地模擬設(shè)備柜在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

3.3 設(shè)備柜應(yīng)力與位移響應(yīng)

由于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)很難全面測(cè)量設(shè)備柜各個(gè)部位的應(yīng)力與位移，通過已驗(yàn)證的數(shù)值模型，分析設(shè)備柜的應(yīng)力與位移響應(yīng)。地震波峰值加速度下設(shè)備柜的Mises應(yīng)力如圖17所示。由圖17可知，較大的Mises應(yīng)力多集中于設(shè)備柜骨架，而蒙皮部分的應(yīng)力較小。在設(shè)備骨架中，支撐設(shè)備元件的內(nèi)部骨架柱以及與其相連的斜撐表現(xiàn)出較大的Mises應(yīng)力，其中斜撐端部的應(yīng)力在整個(gè)模型中最大，為79 MPa。

這種應(yīng)力分布現(xiàn)象出現(xiàn)的原因是模型質(zhì)量多集中于設(shè)備元件，導(dǎo)致設(shè)備元件附近的抗側(cè)力構(gòu)件應(yīng)力較大。此外，設(shè)備柜內(nèi)部前側(cè)骨架梁的應(yīng)力大于內(nèi)部后側(cè)骨架梁，原因是前側(cè)骨架梁之間連接有多道斜撐，前側(cè)骨架梁的抗側(cè)剛度被加強(qiáng)。同時(shí)，這也導(dǎo)致斜撐具有較大的應(yīng)力。根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果，整個(gè)模型在罕遇地震作用下應(yīng)力偏小，最大應(yīng)力僅為79 MPa。因此，地震作用下設(shè)備柜發(fā)生強(qiáng)度破壞的可能性較小，應(yīng)該更關(guān)注加速度響應(yīng)對(duì)設(shè)備元件正常工作的影響。

在設(shè)備骨架中，通過連接器與底部鋼板相連接的后側(cè)骨架梁應(yīng)力要高于前側(cè)底部骨架梁。同時(shí)，根據(jù)設(shè)備柜底部前后側(cè)骨架梁端部豎向位移（見圖18）進(jìn)行對(duì)比。由圖18可知，后側(cè)骨架梁的位移要高于前側(cè)骨架梁。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是，設(shè)備元件偏于設(shè)備柜后側(cè)布置，模型質(zhì)量集中于設(shè)備柜后側(cè)。盡管前后側(cè)骨架梁與底部鋼板的連接剛度相同，但慣性作用下后側(cè)骨架梁的受力要高于前側(cè)骨架梁。

4 數(shù)值參數(shù)化分析

4.1 參數(shù)化分析方案

在已驗(yàn)證的數(shù)值模型基礎(chǔ)上進(jìn)行參數(shù)化分析，參數(shù)化模型輸入的地震波為N波（目標(biāo)峰值加速度為0.4g）。探討底部螺絲連接的豎向剛度和水平剛度對(duì)設(shè)備柜動(dòng)力響應(yīng)的影響。

原模型底部螺絲連接的豎向剛度為200 N/mm，水平剛度為∞。在改變豎向剛度的參數(shù)化模型中，水平剛度取值為∞，螺絲的豎向剛度分別調(diào)整為50，100 N/mm和∞。在改變水平剛度的參數(shù)化模型中，豎向剛度取值為200 N/mm，螺絲的水平剛度分別調(diào)整為50，100和200 N/mm。因此，本研究共對(duì)比了包含基準(zhǔn)模型在內(nèi)的7個(gè)模型。參數(shù)化模型的設(shè)計(jì)參數(shù)見表4和表5。

4.2 豎向剛度變化下加速度響應(yīng)結(jié)果

圖19匯總了基準(zhǔn)模型和M1—M3模型的加速度時(shí)程曲線。由圖19可知，基準(zhǔn)模型、M1模型、M2模型和M3模型的設(shè)備元件峰值加速度分別為0.91g，0.73g，0.95g和0.62g，設(shè)備柜頂部峰值加速度分別為1.13g，0.77g，1.15g和0.66g。相較于M3模型，基準(zhǔn)模型、M1模型和M2模型的設(shè)備元件峰值加速度分別增大了46.8%，17.7%和53.2%，設(shè)備柜頂部峰值加速度分別增大了71.2%，16.7%和74.2%。相較于M2和基準(zhǔn)模型峰值加速度的增大程度，M1模型的加速度增大程度較小。隨著底部豎向連接剛度的增大設(shè)備柜峰值加速度先增大后減小。

圖20對(duì)比了不同豎向剛度模型的峰值加速度放大系數(shù)。由圖20可知，設(shè)備柜頂?shù)姆逯导铀俣染哂谠O(shè)備元件的峰值加速度，這種現(xiàn)象在共振的模型中表現(xiàn)尤為明顯。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是模型中設(shè)備元件被完全固接于設(shè)備柜內(nèi)部，同時(shí)設(shè)備柜頂?shù)母叨雀哂谠O(shè)備元件，設(shè)備柜頂峰值加速度值比設(shè)備元件峰值加速度平均增大了14.9%。在實(shí)際工程中，建議內(nèi)部設(shè)備元件在保證與設(shè)備柜骨架穩(wěn)定連接的前提下盡量降低高度，以保障設(shè)備元件的安全性能。

4.3 水平剛度變化下加速度響應(yīng)結(jié)果

圖21匯總了基準(zhǔn)模型和M4—M6模型的加速度時(shí)程曲線。根據(jù)圖21，基準(zhǔn)模型、M4模型、M5模型和M6模型的設(shè)備元件峰值加速度分別為0.91g，1.26g，0.98g和0.96g，設(shè)備柜頂部峰值加速度分別為1.13g，1.61g，1.46g和1.17g。相較于基準(zhǔn)模型，M4—M6模型的設(shè)備元件峰值加速度分別增大了38.5%，7.7%和5.5%，設(shè)備柜頂部峰值加速度分別增大了42.5%，29.2%和3.5%。因此，底部螺絲水平剛度影響設(shè)備元件及設(shè)備柜的加速度響應(yīng)，設(shè)備元件及設(shè)備柜加速度基本隨水平剛度的增大而減小。

圖22為不同水平剛度模型的峰值加速度放大系數(shù)對(duì)比圖。由圖22可知，在剛度達(dá)到200 N/mm后，結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)基本不變，因此水平剛度對(duì)加速度的影響是有限的。此外，除了峰值加速度存在明顯差異，時(shí)程曲線其余位置的加速度基本相同。地震峰值加速度下，底部螺絲水平剛度變化對(duì)結(jié)構(gòu)峰值加速度響應(yīng)的影響顯著，而其他區(qū)域的結(jié)構(gòu)峰值加速度基本沒有區(qū)別。

5 結(jié) 語

本研究通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了設(shè)備柜底部連接剛度對(duì)二次設(shè)備柜動(dòng)力響應(yīng)的影響，建立了二次設(shè)備柜數(shù)值模擬模型，采用ABAQUS軟件對(duì)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，并對(duì)底部連接剛度進(jìn)行了參數(shù)化分析，得到如下結(jié)論。

1）增加底部連接螺絲數(shù)量、預(yù)制艙底板厚度和設(shè)置拼柜都會(huì)增加設(shè)備的剛度，從而增加基本頻率。增加底部螺絲數(shù)量2倍后，設(shè)備的基本頻率提升最為顯著，提升約61.8%。側(cè)向拼接的設(shè)備柜在受到單向水平地震作用時(shí)，各設(shè)備柜可以共同作用，各拼柜的基本頻率均為6.04 Hz；試驗(yàn)后各設(shè)備柜的基本頻率最大下降了17.2%，其中拼柜下降幅度最大，相比于單獨(dú)設(shè)備柜，應(yīng)加強(qiáng)拼柜的底部連接。

2）設(shè)備加速度的變化不僅與連接剛度有關(guān)，同時(shí)還與地震波的特性有關(guān)。

3）地震作用下設(shè)備柜發(fā)生強(qiáng)度破壞的可能性較小，更應(yīng)關(guān)注加速度響應(yīng)對(duì)設(shè)備元件工作性能的影響。

4）隨著底部螺絲豎向剛度由50 N/mm增大到∞過程中，設(shè)備柜峰值加速度先增大后減小，設(shè)備柜頂部峰值加速度增大了16.6%～74.2%；隨著設(shè)備柜底部螺絲水平連接剛度的增大，加速度不斷減小。

綜上所述，本研究證明了底部連接剛度顯著影響設(shè)備柜的動(dòng)力響應(yīng)和安全性能。然而，本研究主要針對(duì)螺絲強(qiáng)連接形式開展研究，強(qiáng)連接可以滿足承載力和變形要求，但也會(huì)導(dǎo)致設(shè)備柜結(jié)構(gòu)的耗能能力變差，從而使得設(shè)備柜在地震作用下耗能能力有限。后續(xù)研究可以針對(duì)設(shè)備柜的高延性和耗能能力的弱連接形式開展研究，進(jìn)一步提高變電站設(shè)備柜抗震性能與韌性。

參考文獻(xiàn)/References：

[1]程永鋒，朱全軍，盧智成.變電站電力設(shè)施抗震措施研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J].電網(wǎng)技術(shù)，2008，32（22）：84-89.

CHENG Yongfeng，ZHU Quanjun，LU Zhicheng.Progress and development trend on seismic measures of electric power equipments in transformer substation[J].Power System Technology，2008，32（22）：84-89.

[2] 范榮全，曹枚根，卓越，等.高壓斷路器抗震能力分析及抗震減震措施[J].高壓電器，2012，48（3）：12-16.

FAN Rongquan，CAO Meigen，ZHUO Yue，et al.Analysis on aseismic capacity of high voltage breaker and aseismic measures[J].High Voltage Apparatus，2012，48（3）：12-16.

[3] 曹枚根，周福霖，譚平.變壓器及套管隔震體系振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及地震響應(yīng)分析[J].振動(dòng)與沖擊，2012，31（21）：22-29.

CAO Meigen，ZHOU Fulin，TAN Ping.Shaking table test and seismic response analysis for a transformer isolation system with bushings[J].Journal of Vibration and Shock，2012，31（21）：22-29.

[4] KOLIOU M，F(xiàn)ILIATRAULT A，REINHORN A M.Seismic response of high-voltage transformer-bushing systems incorporating flexural stiffeners I：Numerical study[J].Earthquake Spectra，2013，29（4）：1335-1352.

[5] 李圣，盧智成，邱寧，等.加裝金屬減震裝置的1 000 kV避雷器振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J].高電壓技術(shù)，2015，41（5）：1740-1745.

LI Sheng，LU Zhicheng，QIU Ning，et al.Study on shaking table test of 1 000 kV surge arrester with metal damper device[J].High Voltage Engineering，2015，41（5）：1740-1745.

[6] 謝強(qiáng)，何暢，楊振宇，等.±800 kV特高壓直流穿墻套管地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J].電網(wǎng)技術(shù)，2018，42（1）：140-146.

XIE Qiang，HE Chang，YANG Zhenyu，et al.Shaking table tests on ±800 kV UHV DC wall bushing[J].Power System Technology，2018，42（1）：140-146.

[7] 梁黃彬，張輝，謝強(qiáng).設(shè)備套管抗震性能振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)鑒定規(guī)定的國內(nèi)外對(duì)比[J].電瓷避雷器，2021（2）：26-33.

LIANG Huangbin，ZHANG Hui，XIE Qiang.Comparison of specifications on the seismic qualification of electrical bushings by shaking table test between domestic and foreign codes[J].Insulators and Surge Arresters，2021（2）：26-33.

[8] 鄭福成.220 kV氣體絕緣開關(guān)設(shè)備復(fù)合材料套管抗震性能試驗(yàn)研究[J].山東工業(yè)技術(shù)，2023（1）：104-109.

ZHENG Fucheng. Experimental study on seismic performance of 220 kV gas insulated switchgear composite bushing[J].Journal of Shandong Industrial Technology，2023（1）：104-109.

[9] 趙明帥，李洪泉，陳彥江，等.高壓開關(guān)設(shè)備抗震性能振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J].高壓電器，2015，51（4）：98-103.

ZHAO Mingshuai，LI Hongquan，CHEN Yanjiang，et al.Shaking table test on high voltage switchgear[J].High Voltage Apparatus，2015，51（4）：98-103.

[10]程永鋒，孟憲政，盧智成，等.特高壓互連電氣設(shè)備減震性能振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)[J].地震工程學(xué)，2019，41（2）：292-298.

CHENG Yongfeng，MENG Xianzheng，LU Zhicheng，et al.Shaking table tests on the seismic performance of ultrahigh voltage interconnected electrical equipment[J].China Earthquake Engineering Journal，2019， 41（2）： 292-298.

[11]謝強(qiáng)，楊振宇，何暢.帶減震支座的T型開關(guān)設(shè)備地震響應(yīng)分析及試驗(yàn)研究[J].地震工程與工程振動(dòng)，2019，39（1）：54-61.

XIE Qiang，YANG Zhenyu，HE Chang.Seismic responses analysis and experimental study of T-shape switch equipment with base isolation[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2019，39（1）：54-61.

[12]陳向東，潘國洪，魯翔，等.特高壓直流輸電工程用控制保護(hù)柜振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J].電器與能效管理技術(shù)，2020（9）：68-71.

CHEN Xiangdong，PAN Guohong，LU Xiang，et al.Research on control cabinet shaking table test for UHVDC transmission project[J].Low Voltage Apparatus，2020（9）：68-71.

[13]LATIF A，SALMAN K，KIM D.Seismic response of electrical cabinets considering primary-secondary structure interaction with contact nonlinearity of anchors[J].Journal of Nuclear Science and Technology， 2022，59（6）：757-767.

[14]GALLO P Q，MOGHADDASI M，PAMPANIN S，et al.Hysteresis model for concrete anchors subjected to shear loading[J].ACI Structural Journal，2019，116（1）：5-16.

[15]徐衛(wèi)鋒，李彬彬，劉博，等.考慮不同固定條件的核電設(shè)備多維地震響應(yīng)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J].世界地震工程，2022，38（2）：89-95.

XU Weifeng，LI Binbin，LIU Bo，et al.Shaking table test on multi-dimensional seismic response of nuclear power equipment considering different fixed conditions[J].World Earthquake Engineering，2022，38（2）： 89-95.

[16]姜斌，郝群巖，謝強(qiáng)，等.變電站設(shè)備-支架耦合體系的地震響應(yīng)建模與參數(shù)分析[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2019，39（8）：2506-2514.

JIANG Bin，HAO Qunyan，XIE Qiang，et al.Theoretical modelling and parameter analysis on seismic responses of electrical equipment-support structural system[J].Proceedings of the CSEE，2019，39（8）： 2506-2514.

[17]JAIMES M A，CANDIA G.Toppling of rigid electric equipment during earthquakes[J].Engineering Structures，2018，168：229-242.

[18]LI Sheng，TSANG H H，CHENG Yongfeng，et al.Considering seismic interaction effects in designing steel supporting structure for surge arrester[J].Journal of Constructional Steel Research，2017，132：151-163.

[19]LIM E，CHOUW N.Consequence of main-secondary structures interaction for seismic response of secondary structures[C]//Annual New Zealand Society of Earthquake Engineering Confe-rence，NewZealand： New Zealand Society of Earthquake Engineering，2014：21-23.

[20]FILIATRAULT A，KREMMIDAS S.Seismic interaction of interconnected electrical substation equipment[J].Journal of Structural Engineering，2000，126（10）：1140-1149.

[21]T/CECS 392—2021，建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[S].

[22]GB 50011—2010（2016年版），建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

責(zé)任編輯：王淑霞

基金項(xiàng)目：國網(wǎng)安徽省電力有限公司科技項(xiàng)目（521209220006）;安徽省自然科學(xué)基金（2208085ME150）

第一作者簡(jiǎn)介：程智余（1966—），男，安徽宣城人，高級(jí)工程師，碩士，主要從事變電站技術(shù)方面的研究。

通信作者：馮玉龍副教授。 E-mail： fylhfut@hfut.edu.cn

程智余，張?zhí)熘遥鷱V潤(rùn)，等.不同連接剛度二次設(shè)備柜振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究［J］.河北工業(yè)科技，2024，41（6）：450-460.

CHENG Zhiyu，ZHANG Tianzhong，HU Guangrun，et al.Shaking table test and numerical simulation study of secondary equipment cabinet with different connection stiffness［J］. Hebei Journal of Industrial Science and Technology，2024，41（6）：450-460.