大型電力變壓器及套管振動臺抗震試驗研究

曹枚根，周福霖，譚 平，范榮全，盧智成，張雪松

（1.中國電力科學研究院，北京 100055；2.廣州大學 廣東省地震工程與應用技術重點實驗室，廣州 510405；3.四川省電力公司，成都 610041）

變壓器是電力系統結構型式最為復雜、最為核心的電氣設備之一。變壓器一般由油箱、器身（繞組和鐵心）、套管、油枕、散熱器等組成，變壓器油箱內部充滿了絕緣油。隨著電壓等級及變電容量的提高，變壓器的結構型式越來越復雜，電壓等級越來越高，變壓器的自身振動與地震成為影響變壓器正常運行的重要因素，國內外開展了大量的變壓器振動監測與治理研究［1］。而有關文獻資料表明［2，3］：變壓器在地震中的破壞表現多樣，災后的恢復難度大，因此提高變壓器的抗震能力是提高電力系統的抗震安全的重點環節。據對汶川地震變壓器損壞的不完全統計［2］（表1），110 kV及以上主變壓器受損109臺，其中500 kV變壓器損毀3臺、220 kV變壓器損毀40臺、110 kV變壓器損毀66臺，而因套管損壞導致變壓器無法正常工作的各電壓等級的變壓器共有73臺。可見中、高壓套管的斷裂、套管與法蘭脫離、錯位或漏油是變壓器破壞或失效的一個重要原因，見圖1，大多數變壓器的漏油都是由于套管的損壞引起的，因此提高變壓器套管的抗震能力是非常有必要的。

表1 5.12汶川大地震變壓器損毀統計Tab.1 Transformer seismic damage statistics in 5.12 Wenchuan earthquake

圖1 汶川地震中變壓器套管破壞現象Fig.1 Transformer bushing seismic damage in 5.12 Wenchuan earthquake

由于大型電力變壓器結構復雜，體型龐大，重量重等特點，以現有的振動臺試驗條件的限制，開展真型變壓器振動臺試驗研究的困難比較大。日本東京電力公司（1993年）設計了一臺275 kV縮比例（1：2）、重量為35 t鋼箱混凝土變壓器試驗模型，套管采用一支140型，重量為515 kg的真型套管進行振動臺地震模擬試驗，主要驗證所設計的摩擦消能減震的減震效果［3］。日本關西電力公司（1996年）為了驗證錨固螺栓破壞過程，在振動臺上進行了一臺22 kV，容量為150 kVA，重量為1.6 t的小型變壓器的試驗［5］。日本Bridgestone公司與美國California大學Irvine分校的研究人員［6，7］為了驗證所設計的兩套隔震減震系統的減震效果，在臺灣國家地震研究中心開展了變壓器框架模型及真型套管的振動臺試驗研究。此外美國太平洋地震研究中心（PEER）的研究人員［8－10］針對變壓器套管本身的抗震能力進行多項振動臺試驗研究，并將成果體現在變電站抗震設計推薦規程（IEEE693－2005）中。國內開展變壓器及套管的振動臺試驗研究較少，哈爾濱工程大學李子國與沈陽變壓器研究所郭振巖等［11，12］開展了一臺型號為S7－200/10的10 kV小型變壓器的振動臺試驗研究。從已有的有關變壓器抗震試驗的文獻來看，所開展的振動臺試驗變壓器模型或規模與真型電力變壓器有較大的差別，對結構進行了較大的簡化，很難真實并準確地重演變壓器－套管體系的地震響應特性，相關結論還有待進一步研究。為此，本文結合國內大型電力變壓器的真實結構特點，設計了一臺單相電力變壓器油箱、器身及油枕模型，并安裝兩極500 kV、220 kV真型套管。開展變壓器～套管體系的動力特性研究，探析變壓器油箱本體的加速度放大系數，套管等關鍵部位的加速度、位移、應力或應變等地震響應特點及其抗震能力薄弱環節。為改進變壓器－套管體系的抗震設計，提高其抗震能力提供參考。

1 變壓器抗震能力考核水平的劃分

目前，中國關于變壓器及套管的抗震設計與振動臺試驗考核原則主要是參照我國建筑抗震設計規范，即根據工程建設所在地的設防烈度來進行產品和工程的抗震設計。變壓器及套管和其它電氣設備一樣，使用前其工程所在地未知，如僅用設防烈度的概念來指導設計是不科學的。國外如美國（IEEE Std.693－2005）、日本（JEAG 5003－1998）對電氣設備的抗震設防是不以區域劃分的，而是僅從電氣設備本身所具有的抗震能力上做出規定。因此，可從經濟性、通用性和標準化等方面綜合考慮，將變壓器及套管等電氣設備的抗震設計或抗震能力驗算統一抗震設計條件，采用統一的抗震標準，利于產品的標準化，從而提高變壓器及其它電氣設備的抗震能力。

考慮我國現有的經濟技術水平，結合國內外有關電氣設備抗震設防的思想，本文將變壓器及套管的抗震能力劃分三個等級［13］，分別為普通抗震能力考核水平、中等抗震能力考核水平和高等抗震能力考核水平。普通抗震能力考核水平是指歷經加速度峰值（PGA）為0.20 g的實震記錄或人工地震波，或0.15 g共振拍波的抗震能力考核水平；中等抗震能力考核水平是指歷經加速度峰值為0.40 g的實震記錄或人工地震波，或0.30 g共振拍波的抗震能力考核水平；高等抗震能力考核水平是指歷經加速度峰值為0.60 g的實震記錄或人工地震波，或0.40 g共振拍波的抗震能力考核水平。

2 試驗模型

試驗變壓器及套管體系如圖2所示，主要由變壓器油箱、底座、模擬器身、油枕、油及500 kV、220 kV真型套管組成，各組成部分的裝配與實際運行變壓器一致。該變壓器結構外形尺寸為：長3.524 m，寬2.424 m，高3.172 m，試驗變壓器及套管體系的裝配總重為45.315 t。

變壓器套管分別采用500 kV和220 kV油浸紙電容式變壓器真型套管各一根，分別通過法蘭盤安裝在高壓升高座和低壓升高座上，安裝角度分別為12°和30°，套管內注滿絕緣油。圖2中的④、⑤分別為500 kV和220 kV真型套管的外形結構。

變壓器器身主要包括鐵心與繞組，通過定位裝置固定在變壓器油箱的底板上，且其本身的抗震性能較好，對變壓器整體來說，可僅考慮其質量效應。一般來說，真型變壓器的器身較重，地震作用下器身結構固定在油箱底部，主要起到壓重的作用，器身與油箱周圍僅通過液體接觸，且由于油箱本身的剛度較大，器身重量對整體變壓器的地震響應影響較小。但為了盡量反映真實結構的結構布局并考慮地震作用下油箱的穩定性，本次試驗設計了一個密封的鐵箱加鐵配重的方式模擬器身，模擬器身及配重總重為11.538 t，其中鐵配重為 10.4 t。

變壓器的油箱和儲油柜內部填充滿絕緣油，均勻地分布在變壓器油箱和儲油柜內部，質量分布均勻，作為一種流動的介質與箱壁發生相互的作用，在地震作用下，對變壓器的動力性能有一定的影響。雖然變壓器油與水的運動粘度有較大的差距，但對于箱壁來說，都是一種高流動的流體，且油箱內是灌滿了水的。對于模擬變壓器整體抗震性能時來說，主要利用其體積和質量的分布來等效其結構特點。此外振動臺試驗時，充油困難，處理不方便。因此本試驗用自來水代替絕緣油，模擬油箱的液體邊界。

圖2 500 kV變壓器試驗模型裝配圖Fig.2 assembly sketch of 500 kV transformer test model

本次試驗在國家建筑工程質量監督檢驗中心的MTS 6 m×6 m三向六自由度大型地震振動臺上進行。振動臺的標準負荷為60 t，標準負荷下X、Y、Z三個方向的允許輸入加速度分別為 ±1.5 g、±1.0 g、±0.8 g。圖3為500 kV變壓器－套管體系振動臺試驗時的情景。試驗時在變壓器油箱的底部、頂部，油枕、升高座及套管的頂部等關鍵部位設置加速度傳感器，測試地震輸入時關鍵部位的加速度、位移響應；在500 kV、220 kV套管根部瓷件上設置應變片，測試套管根部的應變響應。通過對響應輸出研究變壓器－套管體系的地震響應特點及套管的抗震性能。限于篇幅，本文重點研究油箱底部（BT）、油箱頂部（TT）、220 kV套管頂部（T22B）及500 kV套管頂部（T5B）的加速度、位移響應及套管根部的應變等值。

圖3 500 kV變壓器－套管體系振動臺試驗情景Fig.3 500 kV transformer and bushings system installed on shaking table

3 地震動輸入及頻譜特性

根據變壓器結構體系的動力特性，試驗選用了三類地震波對變壓器及套管進行抗震試驗。試驗時分別按照X與Y單向輸入地震波，通過對地震波調幅到普通與中等抗震能力考核水平的加速度幅值，開展變壓器普通與中等抗震能力考核水平的地震模擬試驗。

第一類是Taft波、汶川地震什邡八角臺波實震記錄。Taft波（1952，Taft，Kern County）是 1952 年7 月 21日在美國加州克恩縣發生M=7.7級地震中的實震記錄。該記錄的主要周期范圍為0.25 s－0.70 s。譜加速度最大值為0.55 g，加速度反映譜峰值點對應的周期為0.45 s，并包含有較多稍長周期的波。

什邡八角臺波是2008年5.12汶川大地震在理縣什邡八角臺采集到的實震記錄（中國地震局工程力學研究所），什邡八角臺波波形頻譜比較豐富，比較適用于測試高頻結構體系的抗震性能。

第二類是人工合成地震波。人工波是按照GB50260－1996《電力設施抗震設計規范》設計反應譜擬合而成，其中amax取值0.45 g，Tg取值0.35 s（Ⅱ類場地，第一分組），相當于中硬場地的情況，阻尼比取2%。

第三類是共振拍波。根據變壓器套管X、Y向的自振頻率擬合而成，由5個正弦共振拍波組成，每拍5周，拍間隔為2 s。

4 試驗結果及分析

本文首先采用白噪聲激勵對大型電力變壓器－套管體系進行動力特性探測，X、Y向依次輸入白噪聲隨機波信號以探查系統動態特性；根據油箱和套管頂部的加速度功率譜曲線，可采用半功率點法，測定結構的阻尼比。白噪聲的頻率范圍為0.5 Hz～48 Hz，加速度半峰值為0.05 g～0.07 g，持續時間均為120 s。其次是X、Y向輸入什邡波、Taft波、人工波及共振拍波，開展了普通、中等抗震能力考核水平的抗震試驗，分析了變壓器及套管的加速度、位移及應變等地震響應特點，探討了變壓器及套管體系的抗震性能及薄弱環節。

4.1 動力特性探測結果

表2列出了振動臺試驗前，變壓器油箱及套管的自振頻率與阻尼比。變壓器油箱本體的X、Y向自振頻率分別為16.5 Hz和12.3 Hz，整體剛度較大。在經歷多次抗震試驗后，油箱整體的頻率沒有下降，表明變壓器油箱震后結構沒有出現損壞，剛度沒有下降；振動前后油箱本體X向的平均阻尼比為2.31%，Y向的平均阻尼比為2.85%，阻尼比變化不大；500 kV套管的X、Y向自振頻率分別為3.67 Hz和3.30 Hz，振動前后套管X向的平均阻尼比為3.22%，Y向的平均阻尼比為3.77%，阻尼比變化不大；220 kV套管的X、Y向自振頻率分別為4.81 Hz和7.10 Hz，振動前后套管X向的平均阻尼比為2.98%，Y向的平均阻尼比為3.44%，阻尼比變化不大。

表2 變壓器油箱及套管的自振頻率與阻尼比Tab.2 the natural frequency and damping ratio of 500 kV transformer and bushings

表3 X、Y單向地震輸入時加速度響應峰值及放大系數（PGA=0.20 g）/gTab.3 Acceleration response peak value and magnification factor subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.20 g）/g

表4 X、Y單向地震輸入時加速度響應峰值及放大系數（PGA=0.4/0.3g）/gTab.4 Acceleration response peak value and magnification factor subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.4/0.3g）/g

4.2 加速度時程響應分析

試驗測試了各種工況下的變壓器及套管等關鍵部位的加速度時程曲線。表3、表4分別為X、Y單向地震輸入時各測點的加速度反應時程的峰值及加速度放大系數，圖4為中等抗震能力考核水平時，人工波X、Y單向輸入時變壓器及套管頂部加速度時程曲線，圖5為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的中等抗震共振拍波時，220 kV、500 kV套管頂部的加速度時程曲線。

分析上述圖表，可得到以下幾點有關變壓器－套管體系加速度響應特點：

（1）在單向實震記錄與人工地震波輸入下，油箱頂部X向的綜合平均放大系數為1.30，最大值為1.54；油箱頂部Y向的綜合平均放大系數為1.22，最大值為1. 33；220 kV套管頂部X向的綜合平均放大系數為8.42，最大值為10. 46；220 kV套管頂部Y向的綜合平均放大系數為6.87，最大值為10. 43；500 kV套管頂部X向的綜合平均放大系數為8.42，最大值為11. 20；500 kV套管頂部Y向的綜合平均放大系數為8.34，最大值為10.12。可見，由于油箱本體的剛度較大，自振頻率較高，遠離了普通地震波的卓越頻率，因此，油箱本體的放大系數不是很大，可綜合取加速度放大系數為1.50。而從220 kV、500 kV套管頂部的加速度放大系數可知，套管的綜合加速度放大系數較大，主要是因為套管的自振頻率與各類地震波的主要頻率較為接近，在地震中可放大其加速度響應，容易在地震中遭到破壞。

（2）輸入500 kV套管自振頻率的共振拍波時，500 kV套管頂部綜合平均加速度放大系數X向為13.06，Y 向為12.82；輸入 220 kV 套管自振頻率的共振拍波時，220 kV套管頂部綜合平均加速度放大系數X向為14.24，Y向為15.84。在輸入變壓器套管自振頻率擬合的共振拍波時，套管的加速度響應放大系數較大，220 kV套管的在普通抗震能力考核時Y向的放大系數最大值達到了19.11。從圖5（b）220 kV套管頂部的加速度時程曲線可知，當輸入220 kV套管中等抗震能力考核Y向共振拍波時，經歷第一個正弦共振拍波后，220 kV套管根部斷裂，而后其加速度出現較大衰減。

（3）隨著各地震波加速度輸入峰值的增大，各關鍵部位的加速度放大系數有降低的趨勢，中等抗震能力考核水平時的加速度放大系數普遍小于普通抗震能力考核水平。可見，變壓器結構的加速度響應不僅以地震波的選擇有關，不同地震波具有不同的頻譜特性，其地震響應也有較大的差別，且隨著各地震波輸入的幅值的增加，其加速度響應表現出明顯的非線性，變壓器各關鍵部位的加速度放大系數具有普遍降低的趨勢。

4.3 位移時程響應分析

將各種工況下的變壓器及套管關鍵部位的加速度時程曲線通過二次積分可得到相應的位移時程曲線。表5、表6分別為X、Y單向地震輸入時各測點的位移反應時程的相對峰值，圖6為中等抗震能力考核水平時，人工波X、Y單向輸入時變壓器及套管頂部絕對位移時程曲線，圖7為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的中等抗震共振拍波時，220 kV、500 kV套管頂部的絕對位移時程曲線。

表5 地震輸入時變壓器相對位移響應峰值 （PGA=0.20 g）/mmTab.5 Displacement response peak value subjected to X，Y 1 earthquake wave（PGA=0.20 g）/mm

表6 地震輸入時變壓器相對位移響應峰值 （PGA=0.4/0.3 g）/mmTab.6 Displacement response peak value subjected to X，Y 1D earthquake wave（PGA=0.4/0.3g）/mm

分析上述圖表可知：在普通與中等抗震能力考核時單向輸入各類地震波，油箱頂部位移相對峰值較小，綜合平均值為0.975 mm，可見油箱本體的剛度較大，地震時油箱本體的位移較小。

在實震記錄與人工波作用下，220 kV套管頂部的X向位移大于Y向位移，普通抗震能力考核時，X向平均位移為10.57 mm，Y向平均位移為2.71 mm；中等抗震能力考核時X向平均位移為19.30 mm，Y向平均位移為4.27 mm。500 kV套管頂部的X向與Y向位移相差無幾，普通抗震能力考核時，X向與Y向綜合平均位移為24.4 mm；中等抗震能力考核時，X向與Y向綜合平均位移為41.9 mm，最大值為什邡波X向輸入時，套管頂部的位移達到了62.0 mm。

而在變壓器套管共振拍波輸入時，套管頂部的位移相對峰值較大，普通抗震能力考核時，220 kV套管頂部的位移達到了66.57 mm，500 kV套管頂部的位移達到了66.26 mm；中等抗震能力考核時，220 kV套管頂部的位移達到了66.56 mm，500 kV套管頂部的位移達到了84.18 mm，此時，從圖7（b）也可知220 kV套管Y向共振拍波輸入時，由于達到了220 kV套管的位移極限，套管根部變形過大，致使套管根部斷裂。

4.4 應變時程響應分析

大量的變壓器及套管的地震災害表明，因套管根部的應力應變過大，導致套管斷裂或漏油，是引起大型電力變壓器破壞或功能失效的重要原因。因此在考核變壓器及套管體系的抗震能力時，對套管根部的應力應變的考核是驗證其抗震能力的重要手段。本次試驗測試了各種工況下的變壓器及套管根部等關鍵部位的加速度時程曲線。表7為X、Y單向地震輸入時變壓器套管根部各測點的應變反應時程峰值的最大值，圖8為中等抗震能力考核水平時，什邡波X、Y單向輸入時套管根部的應變時程曲線，圖9為X、Y單向輸入以變壓器套管基頻擬合的共振拍波中等抗震考核時，220 kV、500 kV套管根部的應變時程曲線。

表7 地震輸入時變壓器套管根部應變反應峰值/μsTab.7 Strain response peak value subjected to X，Y 1D earthquake wave/μs

圖8 什邡波輸入時套管根部應變時程曲線（PGA=0.4 g）Fig.8 The bottom strain time history curve of bushings subjected to X，Y 1D Shifang wave（PGA=0.4 g）

分析上述圖表可知：

（1）在普通抗震能力考核水平的實震記錄與人工波作用下，220 kV、500 kV套管根部X向應變峰值的最大值分別為 63.9με，114.3με；Y 向應變峰值的最大值分別為 60.6με，175.9με。峰值為 0.2g的套管共振拍波輸入時，220 kV、500 kV套管根部X向應變峰值分別為 112.3με、195.2με；Y 向應變峰值分別為 125.8με、274.6με。測試得到的應變值均小于變壓器套管的允許應變（350με），因此，本次試驗用的 220 kV、500 kV變壓器套管具有普通抗震能力考核水平的抗震能力。

（2）在中等抗震能力考核水平的實震記錄與人工波作用下，220 kV、500 kV套管根部X向應變峰值的最大值分別為135.1με，232.3με；Y向應變峰值的最大值分別為 105.9με，359.4με。峰值為 0.3 g 的套管共振拍波輸入時，220 kV、500 kV套管根部X向應變峰值分別為 176.9με、268.1με；Y 向應變峰值分別為 194.7με、371.0με。雖然220 kV 套管在地震作用下其應變值沒有超過允許應變，但在峰值為0.3 g Y向輸入時，圖9（b）套管的根部應變曲線也表明套管根部發生斷裂；500 kV套管在地震作用下其應變超過允許應變值，試驗時雖然沒有出現套管斷裂現象，但套管根部漏油現象嚴重。因此，本次試驗用的220 kV、500 kV變壓器套管不具有中等抗震能力考核水平的抗震能力。

圖9 共振拍波輸入時套管根部應變時程曲線（PGA=0.3g）Fig.9 The bottom strain time history curve of bushings subjected to X，Y 1D resonant beat-wave（PGA=0.3 g）

5 結論

（1）本文首先提出了變壓器抗震能力考核水平的劃分方法，提出了僅從變壓器及套管抗震能力角度考慮，不以區域設防烈度為抗震設計目標，將變壓器及套管等電氣設備的抗震能力劃分為普通、中等和高等三個等級的基本抗震能力考核水平。三等級變壓器抗震能力考核水平統一了變壓器等電氣產品的抗震條件，利于產品的標準化，從而提高變壓器等電氣設備的抗震能力。

（2）變壓器油箱本體的剛度較大，各類地震作用下對輸入加速度的動力放大系數約為1.50。日本和我國現行規范規定變壓器及基礎的綜合動力放大系數取2.0，可見該值是較為合理的。由于變壓器套管的自振頻率基本在1 Hz－10 Hz，與地震記錄和人工波的卓越頻率較為接近，因此其加速度動力放大系數較大，尤其是輸入套管的共振拍波時，其加速度動力放大系數可達到19.11。這也是大量變壓器套管在多次地震中發生破壞的重要原因之一。

（3）變壓器油箱本體的位移較小。但對變壓器套管來說，在地震作用下，尤其共振拍波輸入時，套管的峰值相對位移較大。由于套管頂部有導體與其它設備相連，設計時應充分考慮套管的位移并采取相應的措施，防止變電站相互連接設備之間的非同相位運動把套管或其它電氣設備拉扯壞。

（4）地震作用下變壓器套管的根部應變是表征套管抗震能力的重要參數。從本文試驗分析看，所測試的220 kV、500 kV套管具備普通抗震考核水平的抗震能力，不具備中等抗震考核水平的抗震能力，試驗中500 kV套管出現根部漏油，而220 kV套管出現根部斷裂。因此采取傳統抗震加固措施或適用的減震技術，提高大型電力變壓器及套管的抗震能力，很有必要。

［1］張雪冰，饒柱石，塔 娜，等.變壓器油箱振動功率流研究［J］.振動與沖擊，2009，28（5）：188 －191.

［2］國家電網公司科技部.汶川8.0級地震電網受災情況調研及初步分析報告［R］，2008.6.

［3］周世平.5.12汶川大地震變壓器損壞情況分析［J］.湖北電力，2008，32（4）：1－4.

［4］衛萬采.日本東京電力公司的抗震技術簡介［J］.華東電力，1993，2：50 －52.

［5］ Kagemamori K，Yamaguchi H，et al，impact of the great hanshin earthquake on substation equipment and possible countermeasures［J］，CIGRE symposium 1996：23 －111.

［6］劉季宇，羅俊雄，盧睿先，等.隔震供電變壓器之耐震試驗與系統識別［J］.地震工程與工程振動，2001，21（4）：109－116.

［7］Murota N，Feng M Q，Liu G Y.Earthquake Simulator Testing of Base － Isolated Power Transformers［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2006，21（3）：1291 －1299.

［8］Amir S G，Andrew S W，et al.Seismic evaluation of 550 kV porcelain transformer bushings［R］.PEER Report，1999，10.

［9］ Amir S G，Juan W C，et al.Seismic evaluation of 196 kV porcelain transformer bushings［R］.PEER Report，1998，5.

［10］ Matt H，Filiatrault A.Seismic qualification requirements for transfomer bushings［R］.PEER Report，2004，5.

［11］李子國，景麗英.S7－200110型變壓器抗震分析［J］.地震工程與工程振動，1997，17（4）：99－105.

［12］郭振巖.變壓器抗地震性能研究［J］.變壓器，2005，42（8S）：13－31.

［13］曹枚根，周福霖，譚 平，等.地震作用下斷路器動力時程分析及阻尼效應研究［J］.高壓電器，2010，46（7）：27－35.