特高压直流输电用三塔联体式直流电容器装置结构抗震性能分析

姚　堃　钱　江　李　健　陆居志 　陆杰频 　刘爱民

(1.同济大学土木工程防灾国家重点实验室,上海 200092; 2.上海思源电力电容器有限公司,上海 201108)



特高压直流输电用三塔联体式直流电容器装置结构抗震性能分析

姚堃1,*钱江1李健2陆居志2陆杰频2刘爱民2

(1.同济大学土木工程防灾国家重点实验室,上海 200092; 2.上海思源电力电容器有限公司,上海 201108)

摘要应用通用有限元程序ANSYS建立了某特高压多塔联体电容器结构体系的有限元计算模型,分别采用振型分解反应谱法及动力时程分析法计算结构地震响应,时程分析采用美国Hector Mine地震(NGA1828)、土耳其Kocaeli地震(NGA1175)和台湾集集地震(NGA2711)作为地震动输入,对比讨论了不同计算方法结果的差异。重点分析了塔顶连接构件的受力特点及设计关键。

关键词超高压电容器, 抗震性能, 多塔联体结构, 地震响应

Seismic Performance Analysis of 3-tower Ultra-high Voltage Capacitor Structures for DC Transmission

YAO Kun1,*QIAN Jiang1LI Jian2LU Juzhi2LU Jiepin2LIU Aimin2

(1.State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092,China;

2. Sieyuan Electric Co., Ltd, Shanghai 201108,China)

AbstractA FEM model for the multi-tower ultra-high voltage capacitor structures was established by using ANSYS and its seismic behaviors were calculated by response spectrum method and dynamic time history analysis as well. Hector Mine earthquake wave, Kocaeli earthquake wave and Chichi earthquake wave were served as the input for time history analysis. Differences between results obtained by varied numerical implementation were compared and discussed and emphases were focused on stress distribution patterns and the design keys of the connecting members at the top of the towers.

Keywordsultra-high voltage capacitor, seismic performance, multi-tower conjoined structure, seismic response

1引言

作为生命线工程的重要组成部分,电力系统一旦失效或遭到破坏,往往会造成严重的灾害和难以估量的经济损失。国内外历次大地震的统计表明:电力系统的地震易损性是极高的。尽管其修复费用只占全部震后重建费用的一小部分,但是电力系统失效造成的间接损失却是巨大的:不仅严重影响正常的生产生活和抗震救灾工作,随之而来的次生灾害还可能给社会带来难以预料的后果。例如1989年Oakland地震后发生的大面积火灾,正是由于停电导致供水系统的瘫痪而无法及时救火造成的[1]。

文献调研表明,较早期的电气设施抗震研究工作基本是针对110~220 kV的电力系统进行的,这与当时我国电网标准有关[2]。近年来随着电力工业的迅猛发展,超高压500 kV已经成为我国大部分地区的主干电网,根据国家电网规划,预计到2020年,将建成±800 kV特高压直流输电线路17条以上,±1 000 kV特高压直流输电线路7条。超/特高压电力设施体量、结构高度均远大于以往设备规格,结构抗震性能更为严峻,因此对超高压和特高压电气设施的抗震研究势在必行[3]。

在电力系统,特别是超/特高压直流输电系统中,为了滤除系统直流侧的交流谐波分量,需要大量的电容器组。在特高压直流输电线路两端换流站的电气设备中,电容器塔架结构是大型、多层、高耸的户外设备[4]。这种设备形式特殊,具有重量大、重心高、顶部质量大、阻尼比较小等特点,不利于结构抗震,其结构抗震设计具有特殊性[5-6]。

本文结合某换流站特高压三塔联体电容器结构的设计,对这类超大型高压电气设施的地震响应进行计算分析,以便更准确地了解特高压电气设备的响应特点、抗震性能,为结构合理设计提供参考。

2分析模型

2.1　结构特点

某换流站特高压电容器设计为三塔结构,结构平面图与侧立面图如图1和图2所示。整个结构体系由构造完全相同的A,B,C三座单塔呈“品”字形排列组成,单塔主尺寸约为3.0 m×2.6 m×23.6 m,三塔结构总重量超过130 t。

图1　结构平面图Fig.1　Plan of the structure

塔体结构主要由支柱绝缘子与承载台架组成,共29层。每个塔体除底层采用4组,每组2支,高度为3.400 m的绝缘子外,其余设备层均采用4支710 mm高支柱绝缘子支撑电容台架。台架梁采用10#槽钢焊制,三个塔体下部完全独立仅在塔顶通过4根φ300×10铝制母线管T形布置形成联体。

图2　结构侧立面图Fig.2　Side elevation drawing of the structure

图3　有限元模型Fig.3　Finite element model

支柱绝缘子材料为高强瓷,绝缘子法兰采用QT450钢,台架梁采用Q345钢。各种材料机械力学性能参数见表1。工程结构在各种激励作用下的破坏机理有较大差别,因为结构动力安全度的确定问题也有多种评定标准,目前常用的破坏准则主要有强度破坏准则、变形破坏准则和疲劳破坏准则等[7]。由于高强瓷为脆性材料,使用中一旦达到材料强度限制,即可能发生断裂破坏,因此应保证其在地震作用下不得超过材料的应力许用限制。

表1材料机械性能

Table 1　Mechanical properties of meterial

2.2　结构有限元模型

采用通用有限元程序ANSYS建立计算模型,根据结构体系的特点,对台架梁、支架底座及连接板等均采用板壳单元模拟,对绝缘子采用实体单元模拟,按其芯柱尺寸计算构件刚度,伞状部分按附加质量计入对应单元。绝缘子连接法兰采用板壳单元模拟。特高压三塔联体电容器结构有限元模型如图3所示。

2.3　结构自振特性

特高压电容器装置结构自振频率及振型特征见表2。结构典型振型示意图如图4所示,可见多塔联体结构振型中有三塔运动方向不一致的情况出现,这些振型会造成单塔顶部间较大的相对位移,造成塔顶连接构件较大的内力。

表2自振频率及振型特征

Table 2　Natural frequency and vibration modes

3振型分解反应谱法

在目前大多数国家的抗震设计规范广泛应用反应谱理论来确定地震响应,该方法提供了用较少计算量求取结构最大反应的途径[7]。本文取系统前40阶模态进行计算,其X向及Y向质量参与均超过93%,满足规范要求。

图4　结构振型示意图Fig.4　Diagrammatic sketch of the mode shapes

3.1　新旧《电力设施抗震规范》反应谱对比

《电力设施抗震规范》(GB 50260—2013)规定的地震影响系数曲线按下式表达[8]:

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中,αmax为地震影响系数最大值;T为结构的自振周期;Tg为特征周期,根据场地类别设计地震分组和场地类别来确定;γ为曲线下降段的衰减指数;η1为直线段的下降斜率调整系数;η2为阻尼调整系数;η3为地震影响系数最大值场地调整系数;α1为Ⅱ类场地的地震影响系数;αS为地震影响系数。

作为对比,本文同时也给出了该规范修订前的地震影响系数曲线表达式[9]:

(6)

(7)

当T=0.02时 ,η=1.0

(8)

当T为0.02~0.1 S时,η按(7)(8)线性插值

αS=ηα

(9)

式中,η为阻尼调整系数,α2为阻尼比为5%时的地震影响系数。

新旧规范在输入地震动方面主要有以下4方面的差别:①地震设防标准提高,增加了半度设防标准,新规范在旧规范八度设防标准0.2 g与九度设防标准0.4 g之间增加了中间设防标准0.3 g,这样在输入加速度峰值上新规范是旧规范的1.5倍;②动力放大系数β从2.25提高到2.5,新规范是旧规范的1.11倍;这样同样是八度设防,最大地震影响系数从0.45提高到了0.75,即使都是0.2 g设防,最大地震影响系数也从0.45提高到0.5;③阻尼修正系数的调整公式,新旧规范有很大差别。新规范通过η1,η2和γ三个不同的系数,来考虑结构阻尼对反应谱的影响。而旧规范采用单一的阻尼修正系数η;④新规范增加了场地类别对于反应谱的影响的考虑。

阻尼比对电气设施的抗震性能有非常明显的影响,但由于阻尼机制的复杂性和不确定,各设施的阻尼比差异较大,即便同一设施,在不同输入激励下,其阻尼比也可能不同。电瓷类设备的阻尼比离散性比较大,试验结果表明,多介于1%~5%,且更集中于2%~3%,因此为保守起见,在缺乏实际阻尼试验参数时,参照GB 50260—2013的建议取值2%[8]。

图5　地震影响系数曲线Fig.5　Seismic influence coefficient curve

设备设计抗震烈度为Ⅷ度,场地特征周期0.45 s,特高压电容器装置的水平向设计基本地震加速度为0.30 g。根据GB 50260—2013,水平地震影响系数最大值取为αmax=0.75;而GB 50260-96,αmax=0.45。结构阻尼比取为0.02。地震影响曲线对比如图5所示。

由图5可以看出,按GB 50260—2013确定的地震影响系数曲线的最大值约为GB 50260—96的1.57倍。

3.2　结构地震响应计算结果

历史震害中,因绝缘子瓷柱根部受弯折断导致设备破坏较多。陶瓷是脆性材料,抗弯性能很差,变形能力差,同时设备结构形状特殊,不仅又细又长,而且上部质量较大,地震时瓷柱根部承受很大的弯矩,尤其是在绝缘子瓷柱与其他材料的连接处,变形不协调加大了绝缘子瓷柱的断裂和损坏[10]。

另一方面,电气设备内的母线分硬母线和软母线两种,硬母线由铝管和铝线制成,软母线是由铝线制成。本文设备采用硬母线。震害资料显示,硬母线的破坏主要是支撑母线的棒式支柱绝缘子在地震作用下折断造成的[11]。由于多塔联体结构的特殊性,在地震作用下三塔的振动不一定协调,塔顶间会产生较大的相对位移,进而在管形母线中产生较大的内力。本文计算了绝缘子的变形、弯曲应力以及塔顶母线管的受力状态,对比了新旧规范计算结果的差别,分析了不同方向地震动输入对响应结果的影响。

绝缘子位移随高度分布情况如图6,最大位移值见表3。在水平荷载作用下,结构位移最大值出现在顶部,但层间位移角最大值出现在塔体中下部第12层绝缘子(标高约为10.2 m)处。

X向、Y向地震动输入下绝缘子和母线管最大弯曲应力列于表4,新/旧规范的计算结果的比值约为1.56。分析原因:结构的基频为0.626 Hz,在该频率点新规范反应谱值约为旧规范的1.51倍;体系第40阶频率约为8.090 Hz,在该频率点新规范的反应谱值约为旧规范的1.58倍。水平地震作用效应是各阶振型水平地震作用效应的组合值,据此推断:新/旧规范计算结果应介于1.51与1.58之间。

图6　绝缘子位移随高度分布情况Fig.6　Distribution of the displacement ofinsulators in height

表3绝缘子最大位移

Table 3　Maximum displacement of insulators

表4绝缘子和母线管最大弯曲应力

Table 4　Maximum bending stress of insulatorsand tubular bus bars　MPa

结构动力特性分析结果显示,X向、Y向基频频率分别为0.626 Hz和0.659 Hz,非常接近,X向刚度略弱;但从计算结果看,虽然结构最大位移响应X向地震动输入时较大,但结构最大应力响应Y向地震动输入时较大。这是因为呈“品”字形布置的三塔联体结构,在受水平地震动时,产生了扭转,故结构的应力结果与位移结果不再成比例。参考GB50260—2013的强度破坏准则,本文认为Y向水平地震输入起控制作用。在Y向地震动输入下绝缘子和顶部管形母线的弯曲应力分布情况如图7,图8。在地震作用下绝缘子弯曲应力最大值出现在下部过渡层,母线管弯曲正应力最大值在B、C塔顶部跨中。

图7　绝缘子弯曲应力分布图Fig.7　Distribution of bending stress of insulators

图8　管形母线截面弯曲正应力分布图Fig.8　Distribution of bending stress of tubular bus bar

4动力时程分析

动力时程分析采用模态叠加法,取模态阻尼比为2%的常阻尼比,计算Y向水平地震输入作用下的结构反应。

4.1　地震动输入

由于特高压输电线路跨越地区广阔,变电设备可能安装于多地,各地场地条件不同,综合考虑各种因素,分别选用美国Hector Mine地震(NGA1828)、土耳其Kocaeli地震(NGA1175)和台湾集集地震(NGA2711)作为地震动输入。加速度峰值参照GB 50260—2013规定的8度设防的设计基本加速度,取为0.3g,加速度时程曲线如图9所示。

图9　输入地震动时程曲线Fig.9　Time history of input seismic waves

4.2　结构地震响应分析结果

动力时程方法计算的结构最大地震响应见表5,与反应谱分析法的计算结果对比,时程分析结果偏大。主要原因是自然波在频域上的能量分布不均匀,由图10输入地震动加速度傅里叶振幅谱可以看出,这三条自然波的能量均主要集中在0~3Hz范围内,而结构的基频约为1.5Hz,恰好处于其中。

时程分析结果较反应谱分析结果偏大,因此GB 50260—2013提高了动力放大系数,将β从GB 50260—96中的2.25提高到2.5是十分必要的。从本文的计算结果来看,提高后的取值依然偏低。但是因为反应谱的确定需要基于大量实测地震动的计算,本文仅计算了3条地震波,具有一定的偶然性。

图10　输入地震动加速度傅里叶振幅谱Fig.10　Fourier acceleration amplitudespectrum of input seismic waves

表5最大地震响应

Table 5　Maximum seismic response

5结论

本文计算分析了某特高压直流输电用三塔联体式直流电容器装置结构的地震响应,结果表明:

(1) 由于装置结构布置特殊,支撑构件响应应力最不利位置出现在底座与塔体结构的过渡层部位。

(2)三塔顶部通过硬管母线连成一体,其主要是为了实现电气功能。因三塔运动不同步,会在硬管母线的连接构件中产生较大应力,仿真计算结果表明硬管母线强度足够,但为缓解局部应力集中,建议可考虑连接点采用柔性连接。

(3) 经仿真计算,并对响应应力最集中的塔底平面过渡层以及三塔顶部的结构进行优化设计后的三塔联体直流滤波电容器装置抗震性能满足了电力设施抗震设计规范的要求。

参考文献

[1]Shinozuka M,Rose A,Eguchi R T. Engineering and socioeconomic impacts of earthquakes-an analysis of electricity lifeline disruptions in the new madrid area[R].MCEER. 1998.

[2]杨亚弟,李桂荣. 电气设施抗震研究概述[J]. 世界地震工程. 1996(2):20-22,54.

Yang Yadi, Li Guirong. An introduction to aseismic research on electric equipments[J]. World Earthquake Engineering, 1996(2):20-22,54.( in Chinese).

[3]谢强. 电力系统的地震灾害研究现状与应急响应. 电力建设[J]. 2008,29(8):1-6.

Xie Qiang. State-of-the-art of seismic disaster research and emergency response of electric power system[J]. Electric Power Construction, 29(8):1-6. ( in Chinese)

[4]中国电气大典[M].北京:中国电力出版社. 2009.

China electrical canon[M]. Beijing: China Electric Power Press. 2009. (in Chinese).

[5]楼梦麟,陈群丽.考虑提离滑移的电压发生器塔架结构地震反应分析[J].地震工程与工程振动,1999,19(1):164-171.

Lou Menglin, Chen Qunli. Seismic response analysisof voltage generator tower structure considering base sliding[J]. Journal of Earthquake Engineering Vibration, 1999,19(1):164-171. (in Chinese)

[6]李亚琦,李小军,刘锡荟. 电力系统抗震研究概述[J].世界地震工程,2002,18(4):79-84.

Li Yaqi, Li Xiaojun, Liu Xihui. A summary on the seismic analysis in the electricalsystem[J]. World Earthquake Engineering, 2002,18(4):79-84. (in Chinese)

[7]江建华,廖松涛,李杰. 高压电气设备的抗震可靠度分析[J]. 工程抗震,2002,8(4):37-42.

Jiang Jianhua, Liao Songtao, Li Jie. Seismic reliability analysis of high voltage electrical installations[J].Earthquake Resistant Engineering, 2002,8(4):37-42.(in Chinese)

[8]中华人民共和国建设部. GB50260-2013 电力设施抗震设计规范[S].北京:中国计划出版社.

PRC Ministry of Construction. GB50260-2013 Code for design of seismic of electrical installations[S].Beijing:China Planning Press.(in Chinese)

[9]中华人民共和国建设部. GB50260-96 电力设施抗震设计规范[S].北京:中国计划出版社.

PRC Ministry of Construction. GB50260-96 Code for design of seismic of electrical installations[S].Beijing:China Planning Press.(in Chinese)

[10]程永锋,朱全军,卢智成. 变电站电力设施抗震措施研究现状与发展趋势[J]. 电网技术,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.(in Chinese)

基金项目：上海市教委产学研“四新”服务项目

收稿日期：2015-08-13

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