1 000 kV避雷器隔震性能的有限元分析

李秋熠，朱瑞元，孙琪，谢强，2

(1.同济大学建筑工程系，上海市200092;2.同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海市200092)

0 引言

变电站是电力系统的关键环节，它的高压电气设备易损性极高。一方面是由于高压电气设备大多为瓷质，强度低、脆性大，设备的结构形式细长，质量集中在顶部，地震作用下设备底部所受弯矩较大以及法兰连接处变形不协调所致;另一方面，高压电气设备的自振频率与地震波的卓越频率相近，也使得此类设备在地震作用下极易损坏［1-2］。

目前国内外学者对高压电气设备动力反应机理已有一定的认识，并已提出一些通用的电气设备抗震设计准则与鉴定标准，用于规范设备和母线的设计，避免其在地震中损坏失效。对于普通高压电气设备，采用上述标准进行抗震设计能够在一定程度上提高其可靠性。但对于今后将广泛应用的超高压及特高压电气设备，由于其结构型式更加高大，结构重要性和抗震要求更高，按照现有标准设计常常不能有效地增加易损部分的强度，特别是在罕遇地震下，即使按照上述标准设计和安装，也会因为强烈的振动而损坏。因此，采用目前比较成熟的隔震技术对超高压及特高压电气设备进行隔震设计，是电气设备抗震领域发展的新方向之一。隔震的本质是使结构或部件与可能引起破坏的地震地面运动或支座运动分离开来，隔断地震能量的传播途径，使输入上部结构的地震力和能量减少，从而减小上部结构的地震反应，达到预期的设防要求。

目前，国内外学者对高压电气设备的隔震性能进行了相应的研究，同时也将隔震技术应用于部分实例中。1971年San Fernando地震后加州某电容器组采用铅芯橡胶支承进行震后隔震加固［3］。1979年加州水资源部采用橡胶支承和水平钢框架对一230 kV断路器进行隔震，隔震后断路器的加速度响应降低［4］。1988年新西兰海沃兹变电站的电容器组采用分段橡胶支承和滞变钢阻尼器进行了基底隔震加固，取得了较好的效果［5］。2002年M.Di Donna等采用弹簧与粘弹性阻尼器隔震体系对一420 kV的Y形瓷柱式断路器进行了隔震前后的动力时程分析，结果表明隔震后断路器的应力响应减小一半以上，但其位移响应大幅增加［6］。2007年刘彦辉采用新型钢制隔震装置对某330 kV电压互感器进行了隔震设计和试验分析，指出隔震后结构自振周期有所增加，隔震装置能够有效地减小上部设备的动力响应［7］。2007年韩军科等对云南某变电站的高压隔离开关进行了基底隔震的有限元建模分析，也得到了类似的结果［8］。2008年文波等对高压电抗器进行成组隔震设计和计算分析，指出高压电抗器隔震后地震反应显著减小，整体结构可以近似降低一个设防烈度进行设计［9］。2008年F.Paolacci等采用钢绞线阻尼器的滞回模型对420 kV瓷柱式断路器进行了隔震和非隔震情况下的有限元建模分析，计算结果与前述研究类似，验证了隔震系统的有效性［10］。2010年M.Ala Saadeghvaziri等讨论了变压器隔震应用中可能出现的支座提离等问题，并对一433.3 MVA变压器进行摩擦摇摆系统隔震的有限元建模分析。结果表明隔震系统能够有效地减小变压器箱体和套管的惯性力，减小程度依赖于箱体和套管的频率比，二者频率越接近，减震效果越好［11］。

本文利用ANSYS有限元分析软件，输入符合IEEE693需求反应谱的人工波和实际地震波，对实际应用的带支架1 000 kV避雷器进行隔震前后的动力时程分析，通过比较隔震前后避雷器结构关键部位的地震反应，验证隔震系统的有效性。

1 有限元模型的建立

本文用于计算分析的1 000 kV带支架避雷器总高为15.703 m，其中下部格构式钢管支架高为5 m。避雷器本体由4节套管通过法兰连接组成，利用ANSYS软件建立的有限元模型如图1所示。文献［12］通过研究指出，对于圆筒形结构，当长径比大于10时，采用梁单元模拟即可;长径比小于6时，采用梁单元模拟会造成较大误差，应采用壳单元或与实际相同的实体单元模拟。本次建模的1 000 kV避雷器各节套管的长径比都小于6，因此采用壳单元shell93模拟，截面大小等参数与实际相同。《电力设施抗震设计规范》［13］规定法兰连接处在计算时宜简化为梁单元，因此，本次建模采用beam189单元模拟。避雷器本体通过基板与下部钢管支架连接，避雷器基板采用shell93单元，下部支架采用beam189单元模拟，避雷器顶端均压环及其他附加质量采用mass21单元模拟作用于相应节点处。

图1 带支架避雷器隔震前后有限元模型Fig.1 Finite element model of arresters with and without isolation

带支架避雷器结构采用基础隔震进行隔震设计，隔震层设于支架底部，通过混凝土板与支架连接。隔震层分为4个铅芯橡胶支座，置于混凝土板的4角。每个支座采用combin40单元模拟水平方向上的刚度和阻尼，采用combin14单元模拟竖向刚度，隔震器滞回模型采用双线型模型，基本参数为:屈服前刚度为187.5 kN/m，屈服后刚度为 30 kN/m，屈服力为5.625 kN，阻尼比取0.2。

2 模态分析及结构自振特性

隔震前后结构的前10阶频率结果见表1，由表1可知，隔震前上部结构的1阶频率为1.55 Hz;隔震后隔震层的存在降低了整体结构的刚度，因此，隔震后的结构1阶频率为0.842 Hz，较隔震前大幅降低，降幅达到了45.7%。

表1 带支架避雷器结构隔震前后频率比较Tab.1 Comparison of frequency between arresters with and without isolation

隔震前避雷器结构的前2阶振型分别为x向、y向的典型弯曲振动，结构顶点位移较大，第5阶振型为整体扭转振动，总体来说，隔震前避雷器结构以弯曲振型为主。

而隔震后结构由于其变形集中在隔震层，因此，结构的前2阶振型分别为隔震层上部结构的x向、y向整体平动，第3阶振型和第4阶振型分别为x向、y向的整体平动和反向弯曲变形的耦合。总体来说，隔震层的引入将避雷器结构的固有模态由弯曲转为整体平动为主，这也是隔震后位移响应较隔震前并未大幅增加的主要原因。

3 动力时程分析结果比较

3.1 输入时程

本文选用2条天然地震波和1条人工合成波对1 000 kV带支架避雷器结构进行动力时程分析。鉴于避雷器结构本身较柔、基频较低，因此，天然地震波选用以长周期为主的Northridge波以及具有普遍代表性的El Centro波南北分量。人工地震波则基于美国IEEE Std 693—2005《变电站抗震设计推荐规程》［14］规定的高抗震等级需求反应谱合成。各条地震波的峰值统一调整为0.5 g，相应的时程曲线和反应谱见图2。动力时程分析时分次进行单向(x向)和双向输入，分析避雷器结构的动力响应特性。

3.2 单向(x向)输入下结构的动力响应结果分析

在高压电气设备的设计和计算分析中，需要控制设备结构的顶端位移和瓷瓶根部的弯曲应力。单向地震波输入下与避雷器结构抗震性能有关的动力响应结果见表2、3。其中减震率定义为隔震前后响应结果的差值与隔震前响应结果之比。

由于电气上绝缘距离的要求，避雷器在运行时通常置于支架上。由表2可知，未隔震时，底部支架对地震波输入具有放大效应，放大系数在1.108～1.694范围内。《电力设施抗震设计规范》规定地震波输入下支架的放大系数应小于1.2，对于超特高压电气设备而言，其正常运行时对地绝缘距离要求很高，支架相对很柔，未隔震时此项要求较难满足。相反，隔震后由于隔震层的存在减小了输入上部结构的能量，因此，支架顶端的绝对加速度峰值小于输入地震波峰值(0.5 g)，仅为地震波峰值的0.63～0.71倍。对比隔震前后避雷器结构的加速度响应，可以看出隔震后避雷器结构的加速度响应大幅降低，减震率的范围为41.5% ～76.4%，且随着取点在结构高度上的增加，其加速度响应降低程度越大。

图2 输入地震波时程曲线及加速度反应谱Fig.2 Time-history curves and acceleration response spectrums with earthquake wave input

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与加速度响应的趋势相同，隔震后避雷器结构的顶端位移响应较未隔震时的响应结果而言也出现了一定程度的降低，顶端位移响应减震率的范围为10%～42.3%。由前述避雷器结构的振型分析可知，未隔震时结构的变形以弯曲变形为主，同时结构本身较高，这意味着当套管间的法兰处或底部支架顶端出现一定的微小转角时，结构会产生摆动效应，形成很大的顶端位移。而隔震后避雷器结构的变形以隔震层的剪切变形为主，地震作用下的位移响应比以弯曲变形为主时的响应小，同时隔震后高阶振型的影响使得结构在平动的基础上会出现一定的反向弯曲，故避雷器顶端的位移响应较隔震前减小较多。此外，顶端位移响应的减小程度也与输入地震波的特性有关。当输入地震波以高频分量为主时，由于隔震后避雷器体系基本周期避开了地震波的卓越周期，因此输入隔震层的能量较小，上部结构的响应降低。

地震作用下高压电气设备的破坏主要是由于瓷瓶根部应力过大导致瓷瓶断裂或掉落引起的。表3中各节瓷瓶为自上而下编号，可看出不论是隔震前还是隔震后，都是第4节瓷瓶根部所受弯曲应力最大。1 000 kV避雷器的瓷瓶一般采用高强瓷制造，极限破坏应力为60 MPa，《电力设施抗震设计规范》规定安全系数为1.67，因此，在设计中瓷瓶根部的容许应力值为36 MPa。由表3可知，未隔震时避雷器的2、3、4节瓷瓶根部应力都超过了容许应力值，在地震中极易发生破坏，而隔震后避雷器的各节瓷瓶根部应力较未隔震时大大降低，减震率高于 70%，最大值为79.4%，第4节瓷瓶根部弯曲应力仅为10 MPa左右，满足容许应力的要求。

此外，由于未隔震时避雷器结构以弯曲振型为主，因此，支架底部倾覆力矩极大，对基础的抗拔力要求很高;隔震后虽然降低了支架底部的倾覆力矩，但在隔震层设计中仍不能忽视其影响，需采用较大的顶板或限位装置防止隔震层摇摆。

以上计算结果和分析都说明了隔震系统置于带支架避雷器结构的有效性，采用基底隔震后，结构的减震效果明显，地震响应大幅降低。

3.3 双向输入下结构的动力响应结果分析

双向地震波输入下与避雷器结构抗震性能有关的动力响应结果见表4、5。其中减震率定义为隔震前后响应结果的差值与隔震前响应结果之比。

由表4、5可知，由于此避雷器结构本身是一个对称结构，2个方向上的响应不耦合，因此，双向地震波输入下避雷器结构2个方向(x向、y向)上的地震响应几乎相同，并且与单向输入下的结构响应没有差别，但合成后的位移响应和应力响应都较单向输入时增大了约1.4倍。双向地震波输入下隔震前后的响应结果比较也验证了隔震系统的有效性。

双向地震波输入情况下，隔震后的避雷器结构较未隔震的避雷器结构而言，地震作用下的顶端位移响应、各点加速度响应、每段瓷瓶根部弯曲应力都有不同程度的降低。顶端位移响应减震率的范围为9.5%～42.1%，结构的总位移响应大致为单向输入下位移响应的1.4倍。加速度响应减震率的范围为42.5%～76.5%，较未隔震时的加速度响应大幅降低，且随着取点在结构高度上的增加，其加速度响应降低程度越大。此外，双向输入下隔震前和隔震后的避雷器瓷瓶根部应力最大值为单向输入情况下的1.4倍，且未隔震时的应力响应最大值远大于容许应力值，Northridge波输入下甚至超过其极限应力，极不安全。与单向输入时类似，隔震后避雷器的各节瓷瓶根部应力都较未隔震时大大降低，减震率的范围为73.9%～79.2%，隔震后避雷器瓷瓶根部最大应力仅为15.4 MPa，满足容许应力的要求。隔震前后结构支架底部倾覆力矩的计算结果也与单向输入情况下相同，隔震后倾覆力矩降低到199～250 kN·m。

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4 结论

本文利用ANSYS有限元分析软件，建立了实际中使用的1 000 kV带支架避雷器的有限元模型，采用combin14及combin40单元模拟避雷器结构的隔震层，输入天然地震波时程和基于IEEE 693高等需求反应谱的人工地震波时程对其进行隔震前和隔震后的动力时程响应分析，得到了以下结论。

(1)未隔震时，避雷器结构的底部支架对输入地震波有放大效应，放大系数随输入地震波的不同在1.1～1.6内变化。隔震后由于输入上部结构的能量减少，支架顶端的加速度峰值小于输入地震波峰值。

(2)比较隔震前后避雷器结构的地震响应，其顶端位移响应及关键点处加速度响应都有不同程度的降低，取得了较好的减震效果。其中顶端位移响应降低幅度较小，各点加速度响应降幅较大，且随着取点位置的升高，加速度响应的降幅越来越大。

(3)地震波作用下的未隔震避雷器的各段瓷瓶根部应力较大，甚至超过了规范规定的容许应力值，在地震中极易损坏，并会造成严重的影响。采用隔震后，对应位置上的应力大幅降低，降幅在70%以上，远小于容许应力值，验证了隔震系统的有效性。

(4)无论是隔震前还是隔震后，底部支架的倾覆力矩在设计中都不容忽视，要特别做好基础和隔震层顶板的设计工作，必要时需要装设限位装置，防止隔震层在地震作用下受拉或结构整体倾覆。

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