换流站阀厅典型避雷器金具极限承载力和滞回性能研究

李 青，马天娇，摆志俊，王海菠，刘 鹏

(1.国网新疆电力有限公司电力科学研究院，新疆 乌鲁木齐 830000;2.新疆铁道职业技术学院，新疆 乌鲁木齐 830000;3.国网新疆电力有限公司，新疆 乌鲁木齐 830000;4.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192)

0 引言

特高压换流站阀厅内各类金具起着传递机械、电气负荷和对主要设备进行电磁防护的作用。阀厅内各类金具起着传递机械、电气负荷和对主要设备进行电磁防护的作用。按照管型母线端是否可移动伸缩以及变换角度，可以分为管母固定型金具和管母滑动型金具；按照是否安装有屏蔽装置，分为屏蔽器保护金具和不带屏蔽装置金具；按照管母端连接个数分为二通金具和三通金具；按照绝缘子位置分为悬挂式金具和支撑式金具。典型金具结构包括以下模块：一是导流部分，由铸铝硅镁合金(ZL101A)做成的管母抱夹和型号为JL-1120纯铝绞线做成的软导线组成；二是屏蔽结构，包括各式屏蔽球和屏蔽环等；三是起支撑和固定管母以及屏蔽球作用的支撑装置。

极限承载力设计理论所依据的是极限强度理论，其基本原则是求出截面破坏时的极限承载力，然后控制截面在使用载荷作用下的内力不大于破坏时的极限承载力除以安全系数。因此只有结构的极限承载力得以准确评估后，结构安全系数更为精确、科学的取值才会有意义，结构的安全度才能得到充分的保证。

对于金具结构的极限承载力评估，我们可以用载荷增量法来确定。根据金具的结构特点，进行金具极限承载能力的试验，已评估其在地震载荷作用下的抗震性能。低周反复加载试验用来评估典型金具的抗震性能，通过该试验的开展，可以得到金具的滞回性能，为后续的抗震性能计算提供基础。

1 避雷器金具极限承载力试验研究

1.1 试验试件型

CBH避雷器金具结构如图1所示，主要配件标注如下：标注1为屏蔽球，标注2和3为管母金具本体，标注4为螺杆，标注5为万向节，标注6和7为支撑杆，标注8为悬吊支撑。由于极限承载力试验更关注金具结构的承载能力，具体试验时的实物如图2所示。

图1 CBH避雷器金具正视图

图2 CBH避雷器金具实物图

图2中，固定端与管母端相连接，管母直径300 mm，试验中其与反力架固定连接，另一侧管母端与伺服作动器连接，作动器通过拉伸金具管母端，支撑杆与管母端焊接，支撑杆受拉，支撑杆与螺杆上的万向节相连接，由于螺杆顶端为悬吊支撑，因此螺杆会发生弯曲变形，随着作动力的不断增加，支撑杆拉力、螺杆所受弯矩均不断增大，当作动力突然下降50 %以上时，试验程序认定金具结构件发生破坏，此时试验停止，作动器的拉力即为该类型金具的极限承载力。

1.2 试验方案

将CBH避雷器金具命名为402H金具，试验装置如下图3所示，反力墙与作动器一端固定连接，作动器伸缩端与金具一侧管母端连接，金具固定端与另一个反力墙固定连接。

图3 402H避雷器金具极限承载力试验加载正视图

对于该类型金具，不属于大跨度设施和长悬臂结构，因此根据《电力设施抗震设计规范》，评估该金具的抗震性能时，可不考虑竖向地震作用的影响，只需考虑水平双向地震作用的影响，同时考虑地震作用的扭转效应。

金具在水平双向地震载荷作用下时，根据《建筑抗震设计规范》水平双向载荷之比为1∶1，地震中主要承受水平向的载荷，水平双向载荷之比为1∶1，因此作动器与金具安装轴线夹角为45°。

为了体现地震作用的扭转效应，运用偏心加载的方法，作动器的作用点与接线端子处截面偏心，根据实际安装情况确定偏心距，在本金具偏心距设为4 cm，如图4所示，作动器的一个分力F1将产生扭矩，以模拟地震作用的扭转效果；另一个分力垂直向外，将金具拉伸。采用力分级加载的方式，直至金具结构发生破坏，此时得出的力即为该金具的极限承载力。

图4 作动器作用力方向

作动器自带力传感器和位移传感器，通过选择力传感器的精度和采样频率，可精确的记录金具的极限承载力和位移曲线。

金具安装完后的试验现场照片如下图5所示，八根导电带不受力，当伺服作动器缓慢拉伸管母端时，支撑杆与管母端焊接，支撑杆受拉，支撑杆与螺杆上的万向节相连接，由于螺杆顶端为悬吊支撑，因此螺杆会发生弯曲变形，随着作动力的不断增加，支撑杆拉力、螺杆所受弯矩均不断增大，当作动力突然下降50 %以上时，试验程序认定金具结构件发生破坏，此时试验停止，作动器的拉力即为该类型金具的极限承载力。

图5 402H避雷器金具加载装置

试验由力加载控制，预加载0.5 kN，之后每级增加0.2 kN，加载时间10 s。每级加载停留30 s，力加载方案如图6。

图6 作用力的加载方式

1.3 试验结果分析

试验金具数量为两个，分别命名为402H-1,402H-2，两个金具都以限位球即将从挡板中滑出，作动力大幅度减少达到50 %以上时，停止试验。金具试验后的典型破坏特征如图7和图8所示。

图7 避雷器金具破坏形式

图8 避雷器金具破坏形式

试验过程中，避雷器金具发生脆性断裂，承载力下降较为明显，从图7中可以看出，金具螺杆发生明显的弯曲变形，支撑杆与万向节连接处发生明显断裂，拆卸金具后，发现螺杆也断裂，如图8所示。

避雷器金具的加载力-位移曲线如图9所示。从图中可知，最大位移为127.2 mm，最大载荷为23.8 kN。试验结束后，该避雷器金具发生了两处断裂，分别是支撑杆与万向节连接处发生明显断裂和螺杆断裂，此时金具完全失效。

图9 402H-2避雷器金具加载力—位移曲线

因此该类型金具的极限承载力为23.8 kN。根据行业标准《高压配电装置设计技术规程》可知荷载短时作用时，金具的安全系数不应小于2.5。取402H-2作为CBH避雷器金具的极限承载力，其值为23.8 kN,许用承载力为9.52 kN。

2 避雷器金具低周反复加载试验研究

2.1 试验方案

避雷器金具低周反复加载试验中，金具的固定以及与作动器的连接均与极限承载力试验保持一致，不同的是加载方式的不一样。低周反复加载试验的加载频率为1 Hz，该试验采用位移加载控制，每一级位移增加2 mm，从2 mm开始加载，每一级循环10次，加载至位移为40 mm，加载方案如图10。

图10 作用力的加载方式

2.2 试验结果分析

试验按上述加载制度加载。试验中金具变形状态同极限承载力试验，中间圆杆出现弯曲变形，破坏状态是限位架与管母连接的焊缝处出现裂缝至断裂，破坏状态图见图11。加载位移为38 mm时的滞回曲线如下图12所示。

图11 402H-3避雷器金具低周反复加载试验破坏状态

图12 加载位移为38 mm的滞回曲线

以破坏前的位移38 mm滞回曲线为研究对象，通过分析可知，该滞回曲线的相关参数如下，其中初始刚度为kd1，屈服后刚度为kd2，有效阻尼比为βe。三者可分别由如下公式计算得到。

(1)

(2)

(3)

其中：Qd为图13中Edy的长度，取6 kN；Wd为滞回曲线ABCD的面积，Ws为OCd0的面积。其中Wd和Ws可分别表示为：

Wd=4Qd(d0-dy)

(4)

(5)

dy为屈服位移5.8 mm，d0为33 mm，Cd0为11.5 kN，因此有效阻尼比βe为0.274，初始刚度为kd1为1.03×106(N/m)，屈服刚度kd2为0.202×106(N/m)，如图13所示。

3 结论

(1)通过对换流站阀厅避雷器金具开展极限承载力试验，得到了该类型金具的极限承载力，为评估该类型金具的机械强度提供了技术支撑。

图13 402H金具双线性模型滞回曲线相关参数

(2)通过对换流站阀厅避雷器金具开展低周反复加载试验，得到了该类型金具的滞回性能曲线，从而为进一步研究该类型金具在互联设备回路中的抗震性能提供技术支撑。

(3)针对±800 kV特高压直流换流站阀厅避雷器金具，该金具有效阻尼比βe为0.274，初始刚度为kd1为1.03×106(N/m)，屈服刚度kd2为0.202×106(N/m)。