T形高壓斷路器結(jié)構(gòu)模型抗震性能試驗(yàn)及有限元分析

張麗珍，展猛，王社良，陳秀云，楊艷

(1. 黃淮學(xué)院能源工程學(xué)院，河南 駐馬店463000； 2. 黃淮學(xué)院建筑工程學(xué)院，河南 駐馬店463000；3. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安710055)

0 引言

斷路器是一種承載、關(guān)合與開斷正常回路下的電流，及在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)承載、開斷異常回路下電流的開關(guān)裝置[1]。其中，電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的制作材料主要是瓷，為脆性材料，其彎曲特性差，再加上斷路器整體形狀很特殊，結(jié)構(gòu)上部重量較大，整體呈細(xì)長狀，重心較高，法蘭與支持瓷柱連接處的瓷套管根部在地震時(shí)將承受很大的彎矩，因此很可能因?yàn)閺?qiáng)度不足、變形不協(xié)調(diào)而使瓷套管發(fā)生脆斷[2]；另外，地震動(dòng)頻帶在1～10 Hz之間，卓越頻率約為3.3 Hz(對大量二類場地土而言)，而電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的固有頻率與地震波的卓越頻率相近，易產(chǎn)生共振，加劇了電瓷型斷路器設(shè)備的地震破壞。如1964年日本新瀉地震，2臺(tái)168 kV斷路器8根瓷套管在支架處發(fā)生折斷；1976年唐山地震，斷路器的損壞率58%；2003年伊朗Bam地震，4臺(tái)斷路器被震壞；2008年汶川地震，斷路器震壞54臺(tái)[3]。

目前，電瓷型電氣設(shè)備系統(tǒng)抗震性能研究逐漸受到了國內(nèi)外科研人員的重視，相關(guān)的研究工作也相繼開展。曹枚根等采用大型通用有限元分析軟件，對瓷套管與法蘭連接彎曲剛度計(jì)算系數(shù)開展了參數(shù)化建模及動(dòng)力特性分析研究，建立了220 kV瓷柱式SF6斷路器的計(jì)算模型，進(jìn)行了動(dòng)力特性、地震響應(yīng)分析以及阻尼比影響研究[4]。謝強(qiáng)等采用220 kV單極瓷柱式斷路器的足尺寸真型試件進(jìn)行了地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，分析了此斷路器設(shè)備結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性、抗震性能以及支架的受力性能，并綜合評定了設(shè)備的抗震性能[5]。武勝斌等研究了在沒有底架AG5條件下典型252 kV瓷柱式斷路器的抗震性能，討論了底架對瓷柱斷路器固有頻率的影響[6]。Zareei等建立了三相420 kV斷路器結(jié)構(gòu)三維有限元模型，進(jìn)行了三維地震激勵(lì)下斷路器結(jié)構(gòu)的動(dòng)力時(shí)程分析，評估了該斷路器結(jié)構(gòu)在地震動(dòng)激勵(lì)下的易損性[7]。Alessandri等運(yùn)用模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對采用隔震系統(tǒng)時(shí)電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行了研究[8]。Shah等對固定支座的電瓷型斷路器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了安裝/未安裝隔震系統(tǒng)情況下的地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和OpenSees非線性數(shù)值模擬計(jì)算[9]。

本文以典型T形電瓷型組合式高壓斷路器為研究對象，利用相似比理論設(shè)計(jì)并制作縮尺模型，沿X向、Y向分別進(jìn)行不同地震動(dòng)激勵(lì)下的模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS有限元軟件建立T形典型斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)有限元分析模型，以模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)臺(tái)面實(shí)測的El Centro波加速度時(shí)程作為地震激勵(lì)對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元?jiǎng)恿r(shí)程分析，探討其動(dòng)力特性和地震反應(yīng)規(guī)律，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證有限元建模方法及計(jì)算結(jié)果的正確性，為以后的工程抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型設(shè)計(jì)與制作

以國產(chǎn)的T形LW15A- 36 3/Y型高壓斷路器結(jié)構(gòu)為研究對象，設(shè)備總質(zhì)量為1 480 kg，場地類別為Ⅱ類，地震分組為一組，抗震設(shè)防烈度為8 °，設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.20g，特征周期為0.35 s。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀伍L度相似常數(shù)取Sl=1/4.5，質(zhì)量相似常數(shù)定為Sρ=1/40.5。模型支持瓷柱和絕緣瓷柱采用高強(qiáng)瓷制作，法蘭材料為鋼，與原型相同，取彈性模量相似常數(shù)SE=1，由此推算出加速度相似常數(shù)為Sa=2。確定可控常數(shù)后，其余相似常數(shù)即可通過相似常數(shù)間的相互關(guān)系進(jìn)行推導(dǎo)得出[10 - 11]。通過相似原理求得的T形斷路器模型結(jié)構(gòu)各相似常數(shù)如表1所示。

表1 T形斷路器結(jié)構(gòu)相似系數(shù)Tab.1 Similarity coefficient of T-shaped circuit breaker

模型結(jié)構(gòu)由2根支持瓷柱、2根絕緣瓷柱、3個(gè)法蘭連接和1個(gè)底盤支座組成，經(jīng)合理簡化后，整體模型如圖1所示，瓷柱之間以及支持瓷柱與底盤支座之間采用法蘭進(jìn)行連接，底盤支座與振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面之間通過螺栓連接。通過相似比計(jì)算，試驗(yàn)?zāi)Ｐ唾|(zhì)量為24.6 kg，額外配重12 kg，試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L1.05 m，高1.0 m。法蘭材質(zhì)為不銹鋼，瓷柱采用高強(qiáng)瓷，部分構(gòu)件主要尺寸及材料參數(shù)見表2。

圖1 斷路器模型結(jié)構(gòu)Fig.1 Model structure of circuit breaker

表2 斷路器模型結(jié)構(gòu)主要尺寸及材料參數(shù)Tab.2 Primary dimension and material parameters of circuit breaker

在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，結(jié)構(gòu)本身的慣性力是模型結(jié)構(gòu)受到的主要作用，考慮到本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)時(shí)與制作時(shí)采用了和原型結(jié)構(gòu)相同的材料，豎向壓應(yīng)力系數(shù)σr=Er=1， 其中，Er為彈性模量相似常數(shù)。根據(jù)計(jì)算，在模型上添加人工質(zhì)量塊(配重塊)，共計(jì)24個(gè)，每個(gè)配重塊的質(zhì)量為0.5 kg。

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

2.1 地震波選取

參照美國變電站抗震設(shè)計(jì)規(guī)程IEEE Std- 693—2005[12]與我國“高壓開關(guān)設(shè)備抗震性能試驗(yàn)”GB/T13540—2009[13]標(biāo)準(zhǔn)，選用El Centro波、臺(tái)灣Chi-Chi波以及蘭州人工波3種地震波，如圖2所示。

圖2 地震波加速度曲線Fig.2 Acceleration curve of seismic wave

2.2 測點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)所使用的模擬振動(dòng)臺(tái)系統(tǒng)為“WS-Z50小型精密振動(dòng)臺(tái)系統(tǒng)”，安裝模型時(shí)，首先將底盤通過高強(qiáng)螺栓固定于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面，與臺(tái)面固接；然后將支持瓷柱、絕緣瓷柱依次通過法蘭進(jìn)行連接固定；最后將人工質(zhì)量塊固定在試件上相應(yīng)位置。試件安裝完成后按照試驗(yàn)方案將加速度傳感器固定于試件上對應(yīng)的位置，如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b圖Fig.3 Picture of test model Installation

振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面安裝了①號(hào)加速度傳感器，在試件根部(底盤上部)安裝了②號(hào)加速度傳感器，試件頂部及結(jié)構(gòu)端部安裝了⑤、⑥和⑦號(hào)加速度傳感器，6個(gè)加速度傳感器的布置情況如圖4所示。

圖4 測點(diǎn)布置Fig.4 Arrangement of measuring points

2.3 加載方案

依據(jù)抗震規(guī)范[14]及加速度相似系數(shù)，將El Centro波、蘭州波和Chi-Chi波的地震峰值加速度(peak ground acceleration, PGA)分別調(diào)幅為0.14g、0.40g和0.80g，在每個(gè)工況前后利用白噪聲對結(jié)構(gòu)進(jìn)行掃頻，并分別進(jìn)行X、Y方向的單向激勵(lì)，指定垂直于模型結(jié)構(gòu)對稱軸進(jìn)行地震波輸入激勵(lì)時(shí)為X向激勵(lì)，模型坐標(biāo)方向的指定如圖3所示。加載時(shí)，首先進(jìn)行X方向的地震波輸入，其次進(jìn)行Y方向的地震波輸入。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.4.1 動(dòng)力特性分析

歷次白噪聲激勵(lì)時(shí)測得的模型結(jié)構(gòu)的自振頻率見表3。可見，整個(gè)試驗(yàn)過程模型結(jié)構(gòu)的頻率沒有發(fā)生明顯變化，模型內(nèi)部剛度無明顯下降，結(jié)構(gòu)模型在實(shí)驗(yàn)過程中未發(fā)生破壞。

表3 斷路器模型自振頻率Tab.3 Natural frequency of circuit breaker modelHz

2.4.2 動(dòng)力反應(yīng)分析

斷路器模型結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵測點(diǎn)分別在X、Y向地震動(dòng)單向激勵(lì)下的最大加速度反應(yīng)和模型各關(guān)鍵測點(diǎn)最大加速度值相對于臺(tái)面實(shí)際輸入的動(dòng)力放大系數(shù)如表4和表5所示，斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部X方向El Centro波激勵(lì)下的加速度時(shí)程曲線如圖5所示。可以看出，輸入的地震波相同且加速度峰值相同時(shí)，支持瓷柱根部的加速度放大系數(shù)最小，絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)最大。同一條地震波激勵(lì)下，支持瓷柱根部、設(shè)備頂部和絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)隨峰值加速度的增大而增大。斷路器模型結(jié)構(gòu)的絕緣瓷柱端部加速度反應(yīng)最大，X向激勵(lì)下最大值為2.707，Y向激勵(lì)下最大值為2.41。斷路器結(jié)構(gòu)在Y向激勵(lì)下的加速度放大系數(shù)較X向激勵(lì)大，結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱在地震中的加速度響應(yīng)值均大于支持瓷柱。這表明單軸對稱的斷路器模型結(jié)構(gòu)在受到平行于對稱面激勵(lì)的地震作用時(shí)更易發(fā)生破壞，且該方向地震波激勵(lì)下結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱更有可能發(fā)生破壞。

表4 X方向激勵(lì)下加速度響應(yīng)峰值及動(dòng)力放大系數(shù)Tab.4 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for X direction

表5 Y方向激勵(lì)下的加速度響應(yīng)峰值及動(dòng)力放大系數(shù)Tab.5 Peak acceleration response and dynamic amplification coefficient for Y direction

圖5 絕緣瓷柱端部的加速度時(shí)程曲線Fig.5 Acceleration time history curve at the end of insulated porcelain column

2.4.3 位移反應(yīng)結(jié)果與分析

對試驗(yàn)中模型結(jié)構(gòu)各測點(diǎn)測得的加速度時(shí)程結(jié)果進(jìn)行積分分析，可以得到各測點(diǎn)的位移響應(yīng)峰值，見表6和表7。T形斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部在El Centro波X方向激勵(lì)下的位移時(shí)程曲線如圖6所示。

圖6 絕緣瓷柱端部的位移時(shí)程曲線Fig.6 Displacement time history curve at the end of insulated porcelain column

可以看出，斷路器模型結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)規(guī)律與加速度反應(yīng)一致，其在X方向激勵(lì)下0.80g的蘭州波時(shí)位移反應(yīng)最大，為15.9 mm；Y方向激勵(lì)下0.80g的Chi-Chi波位移反應(yīng)最大，為24.5 mm，均發(fā)生在結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部，而在實(shí)際工程應(yīng)用中該位置需與其他電氣設(shè)備連接[15]，故在設(shè)計(jì)過程中應(yīng)采取一定的措施對結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)進(jìn)行控制，防止結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱由于設(shè)備間的相對運(yùn)動(dòng)而遭受損壞。

3 有限元分析

3.1 有限元建模

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，構(gòu)件尺寸按照模型結(jié)構(gòu)實(shí)際尺寸確定，采用ABAQUS有限元軟件建立T形斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)有限元分析模型，以模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)臺(tái)面實(shí)測的El Centro波加速度時(shí)程作為地震激勵(lì)沿X方向?qū)δＰ徒Y(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元?jiǎng)恿r(shí)程分析，研究其動(dòng)力特性和地震反應(yīng)，并與試驗(yàn)所得結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證有限元建模方法及計(jì)算結(jié)果的正確性。

本模型中瓷套管與法蘭采用膠裝連接，該連接方式不可能完全將法蘭與瓷套管密封粘合，因此，建立有限元模型時(shí)不能按理想的固結(jié)考慮。為使有限元模型盡可能與實(shí)際試驗(yàn)情況相符，建立模型時(shí)應(yīng)考慮法蘭與瓷套管之間的相對轉(zhuǎn)動(dòng)，并將連接節(jié)點(diǎn)視作柔性節(jié)點(diǎn)考慮連接處的彎曲剛度，同時(shí)根據(jù)《GB 50260—2013電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算法蘭與瓷套管膠裝時(shí)的彎曲剛度。另外，瓷柱選六面體單元，即C3D8R單元，法蘭均采用殼單元，即S8R單元，采用掃掠網(wǎng)格劃分方式建立了模型結(jié)構(gòu)的ABAQUS有限元模型，如圖7所示。

圖7 斷路器模型結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.7 Finite element model of circuit breaker model structure

3.2 有限元結(jié)果分析與比較

3.2.1 動(dòng)力特性

表8給出了斷路器模型結(jié)構(gòu)一階頻率和二階頻率的試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)構(gòu)對比，可以看出，二者較為接近，相對誤差分別為13.2%和6.4%。

表8 斷路器結(jié)構(gòu)自振頻率對比Tab.8 Comparison of natural vibration frequency of circuit breaker

3.2.2 動(dòng)力響應(yīng)分析

對T形斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的有限元模型進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析計(jì)算，得到斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)支持瓷柱根部、設(shè)備頂部與絕緣瓷柱端部的加速度響應(yīng)和位移響應(yīng)峰值，并與模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行比較分析，如表9和表10所示。圖8給出了斷路器模型結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部的部分動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程對比曲線。可以看出，T形斷路器模型結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)峰值的最大誤差為9.2%，位移響應(yīng)峰值的最大誤差為14.3%。由于有限元分析中，模型簡化、連接部位近似處理、理想化材料模型以及網(wǎng)格選擇和劃分等因素，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果必然會(huì)有一定的誤差。綜合來看，雖然頻率和動(dòng)力響應(yīng)誤差均達(dá)到了10%左右，但在不同峰值加速度下，模型結(jié)構(gòu)由有限元與試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部的地震響應(yīng)峰值出現(xiàn)的時(shí)間、頻率基本相同，曲線的變化趨勢相近，由此可知斷路器試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)由有限元計(jì)算和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部動(dòng)力響應(yīng)基本吻合。

表9 斷路器加速度響應(yīng)峰值對比Tab.9 Comparison of peak acceleration response of circuit breaker

表10 斷路器位移響應(yīng)峰值對比Tab.10 Comparison of displacement response peaks of circuit breaker

圖8 有限元與試驗(yàn)結(jié)果之間的動(dòng)力響應(yīng)對比曲線Fig.8 Comparison curve of dynamic response between finite element and test results

3.2.3 支持瓷柱根部應(yīng)力分析

斷路器模型結(jié)構(gòu)在不同峰值加速度下的應(yīng)力云圖如圖9所示。通過計(jì)算可知，模型結(jié)構(gòu)較大應(yīng)力響應(yīng)發(fā)生在支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。這說明T形斷路器模型結(jié)構(gòu)在水平向地震動(dòng)激勵(lì)下的薄弱部位為結(jié)構(gòu)下部支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。

圖9 斷路器應(yīng)力云圖Fig.9 Stress nephograms of circuit breaker

4 結(jié)論

以某公司生產(chǎn)的T形LW15A- 363/Y瓷柱式高壓斷路器結(jié)構(gòu)為研究對象，制作了縮尺比例為1/4.5的試驗(yàn)?zāi)Ｐ停謩e沿X向和Y向?qū)ζ溥M(jìn)行了不同PGA下的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。同時(shí)采用掃掠網(wǎng)格劃分方式建立了試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的ABAQUS有限元模型，分析了El Centro波X向激勵(lì)下的地震響應(yīng)規(guī)律，并與試驗(yàn)對比。結(jié)論如下。

1)同一條地震波激勵(lì)下，隨峰值加速度的增大，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)模型的動(dòng)力反應(yīng)不斷增大；同一條地震波且PGA相同時(shí)，支持瓷柱根部的地震響應(yīng)最小，絕緣瓷柱端部的地震響應(yīng)最大；由于單軸對稱結(jié)構(gòu)在平面內(nèi)外的剛度差異較大，Y向地震激勵(lì)下的地震反應(yīng)大于X向，結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱的地震響應(yīng)大于支持瓷柱。

2)斷路器模型結(jié)構(gòu)的絕緣瓷柱端部的加速度放大系數(shù)和位移響應(yīng)最大。對于加速度放大系數(shù)，X向激勵(lì)下最大值為2.707，Y向激勵(lì)下最大值為2.41；對于位移響應(yīng)，X方向激勵(lì)下最大值為15.9 mm，Y方向激勵(lì)下最大值為24.5 mm。單軸對稱斷路器模型結(jié)構(gòu)在受到平行于對稱面激勵(lì)的地震作用時(shí)更易發(fā)生破壞，且該方向上的結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱更有可能發(fā)生破壞。

3)由于位移響應(yīng)峰值均出現(xiàn)在斷路器結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱端部，而在實(shí)際工程應(yīng)用中需通過導(dǎo)線需與其他電氣設(shè)備在該位置處進(jìn)行連接，故需在設(shè)計(jì)過程中采取一定的措施對結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)進(jìn)行控制，防止結(jié)構(gòu)絕緣瓷柱由于設(shè)備間的相對運(yùn)動(dòng)而遭受損壞。

4)由模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和有限元計(jì)算得到的自振頻率的最大誤差為13.2%，加速度響應(yīng)峰值的最大誤差為9.2%，位移響應(yīng)峰值的最大誤差為14.3%，二者誤差在合理范圍內(nèi)，說明有限元計(jì)算模型的正確性。另外通過應(yīng)力計(jì)算可知，斷路器模型結(jié)構(gòu)在水平向地震動(dòng)激勵(lì)下的薄弱部位為結(jié)構(gòu)下部支持瓷柱根部1/3高度范圍內(nèi)。