地震作用下附建式變電站電氣設備動力響應

李福權,王連鋒,蔡糧鍇,柏 文,戴君武,李 勇

(1. 深圳供電局有限公司,廣東 深圳 518003; 2. 深圳供電規劃設計院有限公司,廣東 深圳 518054; 3. 中國地震局工程力學研究所地震工程與工程振動重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150080; 4. 地震災害防治應急管理部重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引言

電力作為清潔、高效、便捷的終端能源,是居民日常消費最主要且不可或缺的能源,并且隨著城市化的不斷推進,城區的建筑密度和用電負荷密度日益增大,“十三五”期間居民用電量年均增長8.5%,因此建設一個安全穩定、布局合理的電網成為城市健康發展的重要保障。然而,由于北上廣深等一線大城市城區土地資源緊缺,用地成本高,變電站距離居民住宅較近,越來越多城市選擇采用附建式變電站來解決這一問題,將變電站中的主控部分作為一個模塊附建到建筑中去,同時保留建筑的居住或商業等功能,目前該類變電站以110 kV和220 kV為主[1],以110 kV變電站為例,其主控樓模塊需要的最小空間尺寸約為50 m×20 m×12 m,僅需要占據附建結構1000 m2左右的平面空間和三至四層樓高的豎向空間。附建式變電站已在國內十余個城市開始應用,若能全面推廣,可以大大緩解城市密集區變電站的用地需求。

附建式變電站內電氣設備需要置于樓板上或梁柱上,變電站的建筑結構可能會對地震作用有放大作用,因此附建式變電站內的電氣設備的抗震問題也需要重點關注。由于電氣設備具有特殊的結構形式,且設備與設備之間連接的管線較多,設備的本體和連接管線在地震作用下容易被破壞,而電力系統一旦在強烈地震中遭受破壞,將會導致周邊地區的大面積停電,嚴重時還有可能引發火災、爆炸等次生災害,不利于災后電力供應的即時恢復,影響抗震救災的開展和社會的安全穩定。在許多震害調查和文獻中都有關于電力系統的震害記載[2-11],1986年North Palm Springs地震、1988年Saguenay地震以及1995年Kobe地震中發現,變電站內很多相互連接的支柱類設備和變壓器等電氣設備都遭到了嚴重破壞。1999年集集7.3級地震,島內南北電力傳輸樞紐2座超高壓變電站內的電氣設備及輸電塔均嚴重受損,致使全臺電力幾乎癱瘓;1976年我國河北唐山地區發生了7.8級大地震,33座變電站因故障而停運(共37座變電站),導致電網完全處于癱瘓狀態,唐山及臨近的承德和秦皇島斷電時間超過1個月;2008年發生的汶川8.0級地震造成110 kV及以上變電站停運90座,并且臨近省份陜西、甘肅、重慶、山西等地110個縣區的電力設施受到不同程度損壞,汶川地震造成電力損失負荷達685萬kW,246萬戶停電,直接經濟損失超106億元,電力系統的癱瘓給災后救援和生產生活帶來極大的困難。其中需要特別注意的是,在1989年洛瑪普瑞埃塔7.1級地震、1994年北嶺6.7級地震中還存在大量采用了隔振裝置的電力設施破壞。

本文通過有限元模擬的方式,采用時程分析法分析附建式變電站內電氣設備不采取隔振措施和采取普通隔振措施后,在不同周期類型地震動下電氣設備的動力響應。

1 電氣設備隔振裝置介紹

1.1 彈簧阻尼隔振器

彈簧隔振器是一種隔振元件,一端與振動設備連接,另一端固定在基礎上,利用彈簧較低的剛度,這就使設備與基礎之間的固接變為彈性連接,能夠隔離或者減小電氣設備高頻振動向基礎或樓板傳播,從而起到隔振作用。彈簧具備很好的穩定性和疲勞強度[12],是變電站內較早采用的設備隔振裝置之一。但是彈簧阻尼較小,耗能能力較差,通常市面上常用的電氣設備彈簧隔振器會增加阻尼器來提供一定的阻尼,綜合多個減隔震設備廠家提供的阻尼彈簧隔振器產品參數,阻尼彈簧隔振器的隔振系統豎向自振頻率為3～6 Hz,系統阻尼比約為0.02～0.06。

彈簧隔振器會依據彈簧的數量、彈簧的規格、阻尼的設置、用途的不同等分為多種類型,常見的一種金屬彈簧隔振器如圖1所示。

1.2 橡膠隔振墊

隔振墊一般有橡膠、軟木、毛氈、玻璃纖維板和金屬橡膠板等材質,電氣設備隔振采用較多的是橡膠隔振墊和軟木隔振墊。

橡膠隔振墊主要是以優質丁睛橡膠(NBR)制造,SD-型橡膠隔振墊的結構如圖2所示,橡膠隔振墊的正反面均有條形齒狀凸起,上下凸起是錯開的,從側面看像正弦波波形,因為橡膠材料受壓時容積壓縮量極小,則需要將橡膠墊做成此類異形板,來增加靜態壓縮量。當電氣設備振動傳遞到橡膠隔振墊上,橡膠材料吸收一部分振動的同時,橡膠隔振墊上凸起部分被壓縮,凹槽部分形成一個開放式氣囊,可以吸收削減振動振幅[13]。橡膠隔振墊廣泛應用于各類機械設備的隔振降噪,對機械高頻振動及沖擊振動隔離和降低房屋結構固體傳聲效果顯著。

圖2 SGD型橡膠隔振墊Fig. 2 SGD rubber vibration isolation pad

綜合多個減隔震設備廠家提供的隔振墊產品參數,市面上用于電氣設備的橡膠隔振墊的豎向自振頻率8～12 Hz,隔振系統阻尼比0.08～0.12。

1.3 空氣彈簧隔振器

空氣彈簧隔振器又稱氣墊隔振器,由密閉的柔性橡膠氣囊制作而成,氣囊內充入壓縮空氣后就有了彈性,且空氣彈簧隔振器的豎向剛度會隨著載荷的增大而增大,通過調節氣囊內氣壓便可以改變豎向剛度,因而可以適應不同載荷情況?？諝鈴椈删邆湓诠舱駮r具有較大的阻尼,阻尼比可達到0.10,而在高頻時阻尼小的特點[14],對5 Hz以上的高頻振動的隔振率能達到90%以上?？諝鈴椈煽筛鶕錁嬙旆譃閱螌?單囊)、雙層(雙囊)(圖3)、多層(多囊)等多種類型,系統的自振頻率和阻尼也會隨著氣囊的層數和大小而改變。多個空氣彈簧隔振器組成的隔振系統可配備一套自適應的氣路控制系統,可以隨時監測氣囊內氣壓并及時調節。

圖3 雙層空氣彈簧Fig. 3 Double air spring

綜合多個減隔震設備廠家提供的空氣彈簧產品參數,用于電氣設備的空氣彈簧的豎向自振頻率1.5～5.3 Hz,隔振系統阻尼比0.05～0.10。

1.4 雙層隔振裝置

彈簧隔振器、隔振墊和空氣彈簧等隔振裝置均存在一定的優點和缺點,洪陳玉[15]用四端參數法揭示了單層隔振效果不佳的一個重要原因是基礎的剛性不足,因此,孫春平[16]、楊龍宇[17]、吳祺[18]、汪海濤[19]提出電氣設備雙層隔振。雙層隔振裝置的隔振頻域范圍更廣,不僅能更好地隔離電氣設備的高頻振動,還能隔離一定的低頻成分。雙層隔振裝置上層是橫向剛度小、易于傳遞高頻振動但低頻隔振性能好的金屬彈簧隔振器,用于隔離低頻振動和部分高頻振動,雙層隔振裝置下層是橫向剛度較大的橡膠隔振墊,用于避免設備和上層彈簧隔振器水平晃動過大,其作用隔離高頻振動。雙層隔振系統中間會設置質量塊,一是用來安裝上層的彈簧隔振器,二是用來調節隔振系統的重心。

1.5 磁流變彈性體

磁流變彈性體(magneto rheological elastomer, MRE)是將鐵磁性顆粒均勻混合到基材中,得到的材料兼具磁流變材料和彈性體的優點,基材通常為人工或天然橡膠、彈性體材料(硅橡膠)、聚合物材料(聚氨酯)等[20-21]。鐵磁性顆粒在橡膠中形成近似鏈狀結構,可以通過外界磁場的變化來控制磁流變彈性體的剪切模量、剛度和阻尼,且對于其應用裝置的結構具有免密封、性能穩定、快速響應等特點,因而可以應用于對小振動的抑制[22]。

磁流變彈性體最早由RIGBI等[23]在1983年提出,但主要被用于軍事領域,在民用領域多用于汽車減振,卻很少有人提出將其應用于變電站電氣設備隔振,吳丹[24]在2016年提出基于磁流變彈性體設計的半主動隔振器,并通過理論推導加有限元模擬的方式驗證了裝置針對變壓器等高頻振動電氣設備隔振的有效性。王文靜等[25]提出了基于磁流變彈性體的電力變壓器主動減振系統,通過仿真模型對比該系統在諧波激勵、沖擊激勵和隨機激勵下減振性能。目前尚未有基于磁流變彈性體設計的隔振裝置應用于電氣設備隔振的實際案例,但磁流變彈性體隔振器具有結構簡單、豎向剛度和阻尼可控等特點,方便根據不同類型、大小的電氣設備調整合適的隔振參數,對于變電站內電氣設備的振動和噪聲控制具有一定的研究和應用價值。

2 有限元模型及分析方法

2.1 結構概況

本文選取了某地區220 kV附建式變電站為研究對象,進行了有限元建模和動力時程分析。該附建式變電站是變電站和商業公寓綜合體,整體結構包括地下4層,地上6層,地下4層主體部分為框架剪力墻結構,地下附屬2層及地上結構為框架結構,配變電設施布置在地下4層及地上2層,地上三至六層為商業公寓,結構總高度23.55 m,地下室底層標高-17.65 m,結構總長71.5 m,寬52.6 m,其中商業公寓部分,三層層高3.9 m,四至六層層高3.3 m。結構有限元模型如圖4所示。變電站內配變電設施和功能室主要分布如下:GIS室和電容器室位于主體地下二層和三層;電纜層位于主體地下四層及主體地下一層、附屬地下一層;主變室位于地上附屬結構一層和二層;配電室和警傳室位于主體結構地上一層;電抗器室位于主體結構和附屬結構交界處地上一層;培訓房和繼電器及通信室位于主體結構地上二層。結構前6階周期分別為:2.09、2.03、1.67、0.67、0.63、0.60 s,前3階豎向自振周期為:0.46、0.42、0.40 s。

圖4 附建式變電站有限元模型Fig. 4 Finite element model of co-construction substation

2.2 分析方法

GB 50260—2013《電力設施抗震設計規范》[26]5.0.3節中規定設計基本地震加速度應根據現行國家標準GB 18306—2015《中國地震動參數區劃圖》[27]取電氣設施所在地的地震動峰值加速度,《電力設施抗震設計規范》中表5.0.3給出6～9度區的設計基本地震加速度,6度(0.05g)、7度(0.1g)、7度(0.15g)、8度(0.2g)、8度(0.3g)、9度(0.4g)。

美國IEEE693標準是目前最主要的變電站抗震設計標準及電氣設備抗震性能鑒定的標準和方法,IEEE 693標準規定電氣設備本體設計采用靜力設計方法,地表加速度分3個等級,高抗震等級為0.5g;中抗震等級為0.25g;低抗震等級為不考慮。

日本電氣設備抗震設計指南JEAG 5003中指出電氣設備抗震設計初期采用靜力法,對變壓器和瓷質設備均考慮0.5g加速度進行靜力設計。

本文的目的是研究地震作用下附建式變電站內電氣設備的動力響應,通過數值模擬的方法驗證結構和普通隔振裝置對豎向地震作用放大情況,特別是對不同周期類型地震動豎向作用放大情況。本文通過時程分析法計算無控、阻尼彈簧隔振器和橡膠隔振墊3種方案下電氣設備的動力響應,地震動峰值加速度取0.2g(8度中震),阻尼彈簧隔振器隔振系統豎向自振頻率取5 Hz,阻尼比取0.02,橡膠隔振墊隔振系統豎向自振頻率取10 Hz,阻尼比取0.10。

2.3 地震動選取

附建式變電站內的電氣設備置于建筑結構中,不同的樓層會對地震作用有一定的放大效應,《電力設施抗震設計規范》規定對安裝在室內二、三層樓板上的電氣設備,建筑物的動力放大系數應取2.0。謝強等[2,4,15-17]研究發現,戶內變電站主控樓結構二層樓面峰值加速度放大系數平均值為1.35,當電氣設備與主控樓結構的周期比為0.9～1.1區間時,主控樓平均樓面譜放大系數曲線達到最大值4.80。電氣設備在地震下的加速度響應受建筑結構內電氣設備所在樓面的地震響應、電氣設備隔振系統自振周期和地震動的頻譜特性影響,為充分評估震振雙控裝置的隔震性能應考慮不同頻譜類型地震動的影響,依據GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》[28](以下簡稱《抗規》)和《電力設施抗震設計規范》選取了7條地震動進行計算,其中包含2條人工波(RH1、RH2)和5條天然波(El Centro波、臥龍波、Northridge波、Landers波、Chi-Chi波),依據李雪紅等[29]提出的βl界定參數將7條地震動分為短周期(RH1、臥龍波、El Centro)、中周期(RH2、Northridge波)和長周期(Landers波、Chi-Chi波)。地震動輸入按《抗規》條文說明5.1.2規定的1∶0.85∶0.65輸入。地震動的基本信息如表1所示,7條地震動歸一化后的時程曲線如圖5～圖11所示。

表1 地震動信息Table 1 Ground motion informations

圖5 人工波RH1時程曲線Fig. 5 Artificial wave RH1 time history curves

圖6 臥龍波時程曲線Fig. 6 Wolong wave time history curves

圖7 El Centro波時程曲線Fig. 7 El Centro wave time history curves

圖8 人工波RH2時程曲線Fig. 8 Artificial wave RH2 time history curves

圖9 Northridge波時程曲線Fig. 9 Northridge wave time history curves

圖10 Landers波時程曲線Fig. 10 Landers wave time history curves

圖11 Chi-Chi波時程曲線Fig. 11 Chi-Chi wave time history curves

3 設備處動力響應對比

3.1 無控方案下設備動力響應

本節主要對比在無控、阻尼彈簧隔振器和橡膠隔振墊3種方案下的設備下方樓板處的加速度響應和設備上的加速度響應。

在結構不采取隔震措施下,建筑主體結構會對地面加速度有一定的放大作用,即樓層加速度大于基礎處輸入的加速度,《電力設施抗震設計規范》要求電氣設備位于室內底層時,建筑物的動力反應放大系數不宜小于1.2,置于室內二層和三層時,建筑物的動力反應放大系數應取2.0。然而不同地方的附建式變電站結構設計各具特色,簡單的用放大系數進行抗震設計可能會趨于保守或偏于不安全,針對本文附建式變電站算例,通過有限元時程分析計算了無控方案下設備層樓板處的加速度響應,輸入地震動調幅至8度中震(0.2g),無控方案計算結果如表2所示。

表2 無控方案下各節點加速度響應Table 2 Acceleration response of each node under uncontrolled scheme g

由表2可知,結構在設備所在樓板邊緣處的水平地震作用響應相比于基礎處放大了2～4倍,豎向地震作用響應放大了1.5～3倍,樓板中心處的水平地震作用和樓板邊緣處基本一致,但豎向地震作用放大了2～3倍,樓板中心處的豎向地震作用相較于基礎處放大3～9倍,樓板中心處的加速度響應相較于基礎處輸入的8度中震水平(0.2g)放大到九度中震(0.4g),甚至9度大震(0.63g)水平,因此對于電氣設備抗震,將電氣設備置于板邊和梁上有利于豎向抗震,若因電氣設備體積較大不便改變安裝位置,可在樓板下增設梁以減小樓板對豎向地震作用放大的影響。

3.2 阻尼彈簧隔振方案下設備動力響應

在阻尼彈簧隔振方案下,基礎輸入、設備層樓板及設備加速度對比如表3所示。

表3 阻尼彈簧隔振方案下各節點加速度響應Table 3 Acceleration response of each node under damping spring vibration isolation scheme

續表

由表3可知,在阻尼彈簧隔振方案下,設備所在樓板邊緣處的地震作用響應與設備所在樓板中心的水平地震作用響應與無控方案基本一致。樓板中心處的豎向地震作用響應與無控方案差距較大,在Chi-Chi地震動激勵下,樓板中心處加速度響應較無控方案放大了0.16g,其余6條地震動激勵下,樓板中心處的加速度響應均有所減小。在臥龍和Northridge地震動激勵下,阻尼彈簧存在一定隔振效果,但隔震效果很小,在其余5條不同頻譜特性的地震動激勵下,阻尼彈簧隔振器不僅沒有起到隔震的作用,在El Centro、RH2、Landers、Chi-Chi地震動激勵下,電氣設備處加速度響應較樓板中心處均放大了3～4倍,甚至遠超9度大震(0.63g)水平,可以預見的是,在如此大的地震作用下,電氣設備將會遭受非常大的破壞。

對比無控方案,樓板中心處加速度響應有所減小,電氣設備加速度響應有所放大,主要是因為電氣設備和阻尼彈簧隔振器組成了一個小型TMD系統,對樓板起到豎向減震作用,但此時放大了電氣設備地震響應,對于電氣設備是非常不利的,同時樓板處還存在較大的水平地震作用,阻尼彈簧隔振器若未采取抗剪措施,在地震作用下易造成電氣設備傾覆。

3.3 橡膠隔振墊方案下設備動力響應

在橡膠隔振墊隔振方案下,基礎輸入、設備層樓板及設備等節點加速度對比如表4所示。

由表4可知,在橡膠隔振支座/墊隔振方案下,設備所在樓板邊緣處的地震作用響應與設備所在樓板中心的水平地震作用響應與無控方案基本一致。樓板中心處的豎向地震作用響應與無控方案差距較大,在Chi-Chi地震動激勵下,樓板中心處加速度響應較無控方案放大了0.1g,其余6條地震動激勵下,樓板中心處的加速度響應均有所減小,臥龍地震動激勵下,樓板中心加速度響應減小了0.47g。在7條不同頻譜特性的地震動激勵下,橡膠隔振支座/墊不僅沒有起到隔震的作用,對于豎向地震作用均有不同程度的放大,對于短周期地震動激勵下,設備處的加速度響應是樓板中心處的1.5倍左右,對于中長周期地震動激勵下,設備處的加速度響應是樓板中心處的1.1～1.3倍左右,短周期地震動對于橡膠隔振支座/墊隔振系統更不利,但設備處加速度放大情況較阻尼彈簧隔振器有所改善,主要原因是橡膠材料臨界阻尼較大,能夠很好地抑制共振峰。

附建式變電站電氣設備“上樓”,既面臨振動噪聲擾民問題,也面臨地震下安全性問題,通常在采用普通隔振裝置后,電氣設備在地震下加速度響應會更大,因此附建式變電站內電氣設備抗震應充分考慮隔振裝置對抗震的負面效果。

4 結論

附建式變電站內部的電抗器等設備存在工作振動,為了降低其工作振動的不利響應,需要采取隔振措施。目前,絕大部分隔振措施只考慮了設備自身的高頻微幅振動,缺乏對地震荷載的考慮,這在地震來臨時可能造成極其不利的影響。

本文通過有限元分析方法,構建了附建式變電站-設備的一體化模型,對比了附建式變電站內部電氣設備在無控、阻尼彈簧隔振器、橡膠隔振墊3種方案下,面對不同周期類型地震動時的動力響應情況,并得出以下結論:

1)附建式變電站大部分電氣設備需要布置于樓板上,而結構會對地震有一定的放大作用,放大情況與結構和所在樓層有關,樓板中心處的豎向地震作用相較于同層梁柱節點處放大2～3倍。

2)常用電氣設備隔振裝置如彈簧阻尼隔振器和橡膠隔振墊等在地震激勵下可能都無法起到預期的隔震作用,反而會放大地震豎向作用。在彈簧阻尼隔振器這種相對低頻率低阻尼的隔振方案下,電氣設備在中長周期地震作用下更不利,在橡膠隔振墊這種相對高頻率高阻尼的隔振方案下,對豎向地震作用放大雖然不多,但對于電氣設備抗震來說,都是不利于電氣設備安全的。

3)電力設施抗震設計規范缺乏對隔振設備抗震設計的專門考慮,對此類情況的地震反應放大系數考慮不足,在之后的修訂中應做補充。