T形高压断路器结构模型抗震性能试验及有限元分析

张丽珍，展猛，王社良，陈秀云，杨艳

(1. 黄淮学院能源工程学院，河南 驻马店463000； 2. 黄淮学院建筑工程学院，河南 驻马店463000；3. 西安建筑科技大学土木工程学院，西安710055)

0 引言

断路器是一种承载、关合与开断正常回路下的电流，及在规定的时间内承载、开断异常回路下电流的开关装置[1]。其中，电瓷型断路器结构的制作材料主要是瓷，为脆性材料，其弯曲特性差，再加上断路器整体形状很特殊，结构上部重量较大，整体呈细长状，重心较高，法兰与支持瓷柱连接处的瓷套管根部在地震时将承受很大的弯矩，因此很可能因为强度不足、变形不协调而使瓷套管发生脆断[2]；另外，地震动频带在1～10 Hz之间，卓越频率约为3.3 Hz(对大量二类场地土而言)，而电瓷型断路器结构的固有频率与地震波的卓越频率相近，易产生共振，加剧了电瓷型断路器设备的地震破坏。如1964年日本新泻地震，2台168 kV断路器8根瓷套管在支架处发生折断；1976年唐山地震，断路器的损坏率58%；2003年伊朗Bam地震，4台断路器被震坏；2008年汶川地震，断路器震坏54台[3]。

目前，电瓷型电气设备系统抗震性能研究逐渐受到了国内外科研人员的重视，相关的研究工作也相继开展。曹枚根等采用大型通用有限元分析软件，对瓷套管与法兰连接弯曲刚度计算系数开展了参数化建模及动力特性分析研究，建立了220 kV瓷柱式SF6断路器的计算模型，进行了动力特性、地震响应分析以及阻尼比影响研究[4]。谢强等采用220 kV单极瓷柱式断路器的足尺寸真型试件进行了地震模拟振动台试验研究，分析了此断路器设备结构的动力特性、抗震性能以及支架的受力性能，并综合评定了设备的抗震性能[5]。武胜斌等研究了在没有底架AG5条件下典型252 kV瓷柱式断路器的抗震性能，讨论了底架对瓷柱断路器固有频率的影响[6]。Zareei等建立了三相420 kV断路器结构三维有限元模型，进行了三维地震激励下断路器结构的动力时程分析，评估了该断路器结构在地震动激励下的易损性[7]。Alessandri等运用模拟地震振动台试验对采用隔震系统时电瓷型断路器结构的地震响应进行了研究[8]。Shah等对固定支座的电瓷型断路器结构进行了安装/未安装隔震系统情况下的地震模拟振动台试验和OpenSees非线性数值模拟计算[9]。

本文以典型T形电瓷型组合式高压断路器为研究对象，利用相似比理论设计并制作缩尺模型，沿X向、Y向分别进行不同地震动激励下的模拟地震振动台试验，并在试验的基础上，采用ABAQUS有限元软件建立T形典型断路器试验模型结构有限元分析模型，以模拟地震振动台试验时台面实测的El Centro波加速度时程作为地震激励对模型结构进行有限元动力时程分析，探讨其动力特性和地震反应规律，并与试验结果进行对比，验证有限元建模方法及计算结果的正确性，为以后的工程抗震设计提供参考。

1 模型设计与制作

以国产的T形LW15A- 36 3/Y型高压断路器结构为研究对象，设备总质量为1 480 kg，场地类别为Ⅱ类，地震分组为一组，抗震设防烈度为8 °，设计基本地震加速度值为0.20g，特征周期为0.35 s。试验模型几何长度相似常数取Sl=1/4.5，质量相似常数定为Sρ=1/40.5。模型支持瓷柱和绝缘瓷柱采用高强瓷制作，法兰材料为钢，与原型相同，取弹性模量相似常数SE=1，由此推算出加速度相似常数为Sa=2。确定可控常数后，其余相似常数即可通过相似常数间的相互关系进行推导得出[10 - 11]。通过相似原理求得的T形断路器模型结构各相似常数如表1所示。

表1 T形断路器结构相似系数Tab.1 Similarity coefficient of T-shaped circuit breaker

模型结构由2根支持瓷柱、2根绝缘瓷柱、3个法兰连接和1个底盘支座组成，经合理简化后，整体模型如图1所示，瓷柱之间以及支持瓷柱与底盘支座之间采用法兰进行连接，底盘支座与振动台台面之间通过螺栓连接。通过相似比计算，试验模型质量为24.6 kg，额外配重12 kg，试验模型长1.05 m，高1.0 m。法兰材质为不锈钢，瓷柱采用高强瓷，部分构件主要尺寸及材料参数见表2。

图1 断路器模型结构Fig.1 Model structure of circuit breaker

表2 断路器模型结构主要尺寸及材料参数Tab.2 Primary dimension and material parameters of circuit breaker

在振动台试验中，结构本身的惯性力是模型结构受到的主要作用，考虑到本次试验模型结构在设计时与制作时采用了和原型结构相同的材料，竖向压应力系数σr=Er=1， 其中，Er为弹性模量相似常数。根据计算，在模型上添加人工质量块(配重块)，共计24个，每个配重块的质量为0.5 kg。

2 振动台试验

2.1 地震波选取

参照美国变电站抗震设计规程IEEE Std- 693—2005[12]与我国“高压开关设备抗震性能试验”GB/T13540—2009[13]标准，选用El Centro波、台湾Chi-Chi波以及兰州人工波3种地震波，如图2所示。

图2 地震波加速度曲线Fig.2 Acceleration curve of seismic wave

2.2 测点布置

本次试验所使用的模拟振动台系统为“WS-Z50小型精密振动台系统”，安装模型时，首先将底盘通过高强螺栓固定于振动台台面，与台面固接；然后将支持瓷柱、绝缘瓷柱依次通过法兰进行连接固定；最后将人工质量块固定在试件上相应位置。试件安装完成后按照试验方案将加速度传感器固定于试件上对应的位置，如图3所示。

图3 试验模型安装图Fig.3 Picture of test model Installation

振动台台面安装了①号加速度传感器，在试件根部(底盘上部)安装了②号加速度传感器，试件顶部及结构端部安装了⑤、⑥和⑦号加速度传感器，6个加速度传感器的布置情况如图4所示。

图4 测点布置Fig.4 Arrangement of measuring points

2.3 加载方案

依据抗震规范[14]及加速度相似系数，将El Centro波、兰州波和Chi-Chi波的地震峰值加速度(peak ground acceleration, PGA)分别调幅为0.14g、0.40g和0.80g，在每个工况前后利用白噪声对结构进行扫频，并分别进行X、Y方向的单向激励，指定垂直于模型结构对称轴进行地震波输入激励时为X向激励，模型坐标方向的指定如图3所示。加载时，首先进行X方向的地震波输入，其次进行Y方向的地震波输入。

2.4 试验结果与分析

2.4.1 动力特性分析

历次白噪声激励时测得的模型结构的自振频率见表3。可见，整个试验过程模型结构的频率没有发生明显变化，模型内部刚度无明显下降，结构模型在实验过程中未发生破坏。

表3 断路器模型自振频率Tab.3 Natural frequency of circuit breaker modelHz

2.4.2 动力反应分析

断路器模型结构各关键测点分别在X、Y向地震动单向激励下的最大加速度反应和模型各关键测点最大加速度值相对于台面实际输入的动力放大系数如表4和表5所示，断路器模型结构绝缘瓷柱端部X方向El Centro波激励下的加速度时程曲线如图5所示。可以看出，输入的地震波相同且加速度峰值相同时，支持瓷柱根部的加速度放大系数最小，绝缘瓷柱端部的加速度放大系数最大。同一条地震波激励下，支持瓷柱根部、设备顶部和绝缘瓷柱端部的加速度放大系数随峰值加速度的增大而增大。断路器模型结构的绝缘瓷柱端部加速度反应最大，X向激励下最大值为2.707，Y向激励下最大值为2.41。断路器结构在Y向激励下的加速度放大系数较X向激励大，结构绝缘瓷柱在地震中的加速度响应值均大于支持瓷柱。这表明单轴对称的断路器模型结构在受到平行于对称面激励的地震作用时更易发生破坏，且该方向地震波激励下结构绝缘瓷柱更有可能发生破坏。

表4 X方向激励下加速度响应峰值及动力放大系数Tab.4 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for X direction

表5 Y方向激励下的加速度响应峰值及动力放大系数Tab.5 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for Y direction

图5 绝缘瓷柱端部的加速度时程曲线Fig.5 Acceleration time history curve at the end of insulated porcelain column

2.4.3 位移反应结果与分析

对试验中模型结构各测点测得的加速度时程结果进行积分分析，可以得到各测点的位移响应峰值，见表6和表7。T形断路器模型结构绝缘瓷柱端部在El Centro波X方向激励下的位移时程曲线如图6所示。

图6 绝缘瓷柱端部的位移时程曲线Fig.6 Displacement time history curve at the end of insulated porcelain column

可以看出，断路器模型结构的位移响应规律与加速度反应一致，其在X方向激励下0.80g的兰州波时位移反应最大，为15.9 mm；Y方向激励下0.80g的Chi-Chi波位移反应最大，为24.5 mm，均发生在结构绝缘瓷柱端部，而在实际工程应用中该位置需与其他电气设备连接[15]，故在设计过程中应采取一定的措施对结构位移响应进行控制，防止结构绝缘瓷柱由于设备间的相对运动而遭受损坏。

3 有限元分析

3.1 有限元建模

在试验的基础上，构件尺寸按照模型结构实际尺寸确定，采用ABAQUS有限元软件建立T形断路器试验模型结构有限元分析模型，以模拟地震振动台试验时台面实测的El Centro波加速度时程作为地震激励沿X方向对模型结构进行有限元动力时程分析，研究其动力特性和地震反应，并与试验所得结果进行比较，验证有限元建模方法及计算结果的正确性。

本模型中瓷套管与法兰采用胶装连接，该连接方式不可能完全将法兰与瓷套管密封粘合，因此，建立有限元模型时不能按理想的固结考虑。为使有限元模型尽可能与实际试验情况相符，建立模型时应考虑法兰与瓷套管之间的相对转动，并将连接节点视作柔性节点考虑连接处的弯曲刚度，同时根据《GB 50260—2013电力设施抗震设计规范》计算法兰与瓷套管胶装时的弯曲刚度。另外，瓷柱选六面体单元，即C3D8R单元，法兰均采用壳单元，即S8R单元，采用扫掠网格划分方式建立了模型结构的ABAQUS有限元模型，如图7所示。

图7 断路器模型结构有限元模型Fig.7 Finite element model of circuit breaker model structure

3.2 有限元结果分析与比较

3.2.1 动力特性

表8给出了断路器模型结构一阶频率和二阶频率的试验结果与有限元分析结构对比，可以看出，二者较为接近，相对误差分别为13.2%和6.4%。

表8 断路器结构自振频率对比Tab.8 Comparison of natural vibration frequency of circuit breaker

3.2.2 动力响应分析

对T形断路器试验模型结构的有限元模型进行动力时程分析计算，得到断路器试验模型结构支持瓷柱根部、设备顶部与绝缘瓷柱端部的加速度响应和位移响应峰值，并与模拟地震振动台试验得到的结果进行比较分析，如表9和表10所示。图8给出了断路器模型结构绝缘瓷柱端部的部分动力响应时程对比曲线。可以看出，T形断路器模型结构加速度响应峰值的最大误差为9.2%，位移响应峰值的最大误差为14.3%。由于有限元分析中，模型简化、连接部位近似处理、理想化材料模型以及网格选择和划分等因素，有限元分析结果与试验结果必然会有一定的误差。综合来看，虽然频率和动力响应误差均达到了10%左右，但在不同峰值加速度下，模型结构由有限元与试验得到的结构绝缘瓷柱端部的地震响应峰值出现的时间、频率基本相同，曲线的变化趋势相近，由此可知断路器试验模型结构由有限元计算和振动台试验得到的结构绝缘瓷柱端部动力响应基本吻合。

表9 断路器加速度响应峰值对比Tab.9 Comparison of peak acceleration response of circuit breaker

表10 断路器位移响应峰值对比Tab.10 Comparison of displacement response peaks of circuit breaker

图8 有限元与试验结果之间的动力响应对比曲线Fig.8 Comparison curve of dynamic response between finite element and test results

3.2.3 支持瓷柱根部应力分析

断路器模型结构在不同峰值加速度下的应力云图如图9所示。通过计算可知，模型结构较大应力响应发生在支持瓷柱根部1/3高度范围内。这说明T形断路器模型结构在水平向地震动激励下的薄弱部位为结构下部支持瓷柱根部1/3高度范围内。

图9 断路器应力云图Fig.9 Stress nephograms of circuit breaker

4 结论

以某公司生产的T形LW15A- 363/Y瓷柱式高压断路器结构为研究对象，制作了缩尺比例为1/4.5的试验模型，分别沿X向和Y向对其进行了不同PGA下的振动台试验。同时采用扫掠网格划分方式建立了试验模型结构的ABAQUS有限元模型，分析了El Centro波X向激励下的地震响应规律，并与试验对比。结论如下。

1)同一条地震波激励下，随峰值加速度的增大，试验结构模型的动力反应不断增大；同一条地震波且PGA相同时，支持瓷柱根部的地震响应最小，绝缘瓷柱端部的地震响应最大；由于单轴对称结构在平面内外的刚度差异较大，Y向地震激励下的地震反应大于X向，结构绝缘瓷柱的地震响应大于支持瓷柱。

2)断路器模型结构的绝缘瓷柱端部的加速度放大系数和位移响应最大。对于加速度放大系数，X向激励下最大值为2.707，Y向激励下最大值为2.41；对于位移响应，X方向激励下最大值为15.9 mm，Y方向激励下最大值为24.5 mm。单轴对称断路器模型结构在受到平行于对称面激励的地震作用时更易发生破坏，且该方向上的结构绝缘瓷柱更有可能发生破坏。

3)由于位移响应峰值均出现在断路器结构绝缘瓷柱端部，而在实际工程应用中需通过导线需与其他电气设备在该位置处进行连接，故需在设计过程中采取一定的措施对结构位移响应进行控制，防止结构绝缘瓷柱由于设备间的相对运动而遭受损坏。

4)由模拟地震振动台试验和有限元计算得到的自振频率的最大误差为13.2%，加速度响应峰值的最大误差为9.2%，位移响应峰值的最大误差为14.3%，二者误差在合理范围内，说明有限元计算模型的正确性。另外通过应力计算可知，断路器模型结构在水平向地震动激励下的薄弱部位为结构下部支持瓷柱根部1/3高度范围内。