王海菠， 程永鋒， 盧智成， 朱祝兵， 章姝俊

(1.中國電力科學研究院有限公司， 北京 100192； 2.國網(wǎng)浙江省電力有限公司， 杭州 310007)

特高壓換流站閥廳內(nèi)各類金具起著傳遞機械、電氣負荷和對主要設備進行電磁防護的作用。按照管型母線端是否可移動伸縮以及變換角度，可以分為管母固定型金具和管母滑動型金具。滑動管母金具通過滑動支座固定在支撐絕緣子上，不同的管母線連接方式采用不同的滑動支座，在支座上裝有滑動支軸，這樣、當管母線出現(xiàn)滑動位移時，支座上的滑動軸也隨之移動。

變電站(換流站)的設備通過管母線或軟母線連接，在地震作用下，設備與母線之間會產(chǎn)生相互作用力，使得設備與母線耦聯(lián)體系的受力性能變得復雜。支撐式管母線多采用滑動金具與陶瓷支柱絕緣子連接，這種滑動金具具有阻尼耗能的效果，能夠減小支柱絕緣子頂端的地震響應。近年來，復合絕緣子越來越多地被投入到工程中使用，它相較于陶瓷絕緣子具有強度高、抗沖擊性能好等優(yōu)點，但同時也存在剛度較小等缺點[1-6]。

圍繞軟母線連接設備的抗震分析已取得較多的成果，但關于管母線連接設備的研究多集中在帶伸縮節(jié)的耦聯(lián)體系等方面，對帶有可滑移金具的管母線耦聯(lián)體系的理論研究和試驗研究相對較少[7-10]。即使考慮了滑動金具的限位功能，也只是將沿著管母的方向自由度釋放，對于滑動金具在耦聯(lián)體系中的抗震性能研究的較少。故此通過對管母支撐滑動金具開展低周反復加載試驗，獲得滑動金具滑動摩擦系數(shù)以及力-位移曲線。通過建立復合支柱絕緣子與管母線耦聯(lián)體系有限元模型，分析不同地震加速度等級輸入下絕緣子和滑動金具的地震響應，提出將滑動金具等效為非線性彈簧的計算方法，并得到滑動金具滑動槽長度的設計參考值。

1 滑動金具低周反復加載試驗研究

1.1 試驗試件

管母支撐滑動金具如圖1所示，其主要組成部分包括連接板、支撐板、滑動槽、支撐軸和管母支撐塊。實際工程中管母線與管母支撐塊之間的連接采用焊接，支撐軸與管母支撐塊可以沿著支撐軸轉(zhuǎn)動，支撐軸安裝于支撐板槽口內(nèi)，可以沿著滑動槽滑動，支撐軸一側(cè)套有不銹鋼墊圈，一側(cè)套有不銹鋼墊圈和工程塑料軸套，滑動槽長度16 cm，連接板用于與絕緣子相連接。

圖1 滑動金具試驗件裝配示意圖Fig.1 Sliding fitting test piece assembly diagram

1.2 試驗加載方案

滑動金具下部連接板通過螺桿夾緊固定在反力架鋼梁上，上部管母支撐塊由鋼板加緊固定于作動缸上，作動缸作用力的方向與金具支撐塊平面成90°夾角，試驗裝置布置如圖2所示。試驗中，管母的配重約為150 kg，作動器作用點位于滑動金具圓弧的圓心處，作動器的作用力方向與滑動槽方向一致。支撐板上有滑槽，滑槽長度為16 cm，取滑槽中間位置為低周反復加載試驗的起始位置。

試驗采用位移控制的加載制度。由0 mm處(即滑動槽中間位置)開始加載，每一級的位移增量是1 mm，每一級有8個循環(huán)，加載頻率為0.5 Hz，加載位移為5 mm時的加載方案如圖3所示。

1.3 試驗結果分析

試驗過程中，試驗開始階段位移較小，支撐桿還沒有與滑槽端部接觸，只與滑槽壁發(fā)生輕微摩擦。位移稍稍增大時，當支撐桿移動到靠近作動缸一端最大位移時，發(fā)出摩擦聲。不銹鋼墊圈磨損嚴重。當位移繼續(xù)增大，支撐桿與滑槽壁出現(xiàn)接觸并發(fā)生擠壓。支撐桿發(fā)生彎曲變形。當彎曲變形過大而不能繼續(xù)加載時金具破壞，試驗結束，金具破壞如圖4所示。

圖2 滑動金具低周反復加載試驗Fig.2 Sliding fittings low cycle repeated loading test

圖3 滑動金具低周反復加載方案Fig.3 Sliding fittings low cycle repeated loading scheme

圖4 試驗破壞結果圖Fig.4 Test damage result photo

試驗結束后對試驗數(shù)據(jù)進行處理后可知，滑動金具不同滑動位移時的力-位移曲線如圖5所示。

當滑動金具滑動位移較小時，如圖5(a)所示，此時滑動位移為30 mm，恢復力曲線近似為彈塑性模型，取位移為0時刻的恢復力分別為0.73 kN和-0.75 kN，因此取滑動金具滑動摩擦力為 0.74 kN，由于管母配重為150 kg，可得：

(1)

式(1)中：f為滑動摩擦力；m為管母配重；g為重力加速度。由式(1)可知，滑動金具的滑動摩擦系數(shù)可取為0.5。

當滑動金具滑動位移增大到支撐軸與管母支撐塊接觸時，作動器作用力將明顯增大，如圖5(b)所示，當滑動金具滑動位移為70 mm時，此時作動器作用力最大值為17.5 kN，滑動金具支撐軸與支撐板發(fā)生接觸，此時滑動金具在互聯(lián)電氣設備回路中起到限位和耗能的作用，由恢復力曲線可知：在帶滑動金具的互聯(lián)電氣設備回路抗震性能計算中，可以定義一個較大的彈簧剛度等效成滑動金具的限位功能。

圖5 滑動金具不同滑動位移時力-位移曲線Fig.5 Force-displacement curve of sliding fittings sliding different displacements

2 復合支柱絕緣子管母耦聯(lián)體系抗震性能研究

2.1 仿真模型的建立

進一步研究支柱絕緣子耦聯(lián)體系在不同地震作用下的動力響應，將滑動金具等效為非線性彈簧，非線性彈簧的相關參數(shù)通過滑動金具低周反復加載試驗得出。

運用有限元結構分析軟件ABAQUS，建立帶支架復合材料絕緣子與管母線耦聯(lián)體系數(shù)值模型。耦聯(lián)體系包括兩個格構式支架、兩根復合支柱絕緣子、一根管母線，復合支柱絕緣子軸線間距離為 6 m，管母與支柱絕緣子通過滑動金具連接，管母線外直徑為450 mm、壁厚為10 mm。

格構式支架高3.756 m，頂部連接法蘭高 0.23 m，高度與鋼管支架相同。主材截面直徑 95 mm，厚6 mm，輔材截面直徑40 mm，厚5 mm，支架分為4節(jié)。采用Q235鋼材，彈性模量2.1×1011Pa。圖6是絕緣子支架的設計圖。

支柱絕緣子高度為6.26 m，圖7為其裝配示意圖，由上下2節(jié)復合材料套管(從上至下依次標注為A1、A2)組裝而成，其中A1長3.10 m，外直徑 320 mm，壁厚10 mm；A2長3.16 m，外直徑400 mm，壁厚21 mm，套管兩端與法蘭通過黏合劑膠裝連接。復合材料絕緣子結構參數(shù)如表1所示。

采用ABAQUS軟件建立復合支柱絕緣子與管母線耦聯(lián)體系的有限元模型，如圖8所示，模型材料參數(shù)如表2所示。以管母線軸線為Y方向，平面內(nèi)垂直于Y方向為絕緣子豎直方向，X方向垂直于平面，管母線、絕緣子和支架均用B31梁單元模擬，對于絕緣子與管母連接的滑動金具采用Cylindrical單元連接，滑動位移與滑動摩擦通過非線性彈簧單元來模擬，該單元的力和位移曲線通過滑動金具低周反復加載試驗所得，其中絕緣子從左至右依次標號為1號絕緣子、2號絕緣子。

圖6 絕緣子支架Fig.6 Insulator bracket

圖7 復合材料支柱絕緣子裝配示意圖Fig.7 Composite post insulator assembly schematic

表1 絕緣子結構參數(shù)

圖8 復合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型Fig.8 Composite post insulator and tube mother coupling model

表2 模型材料參數(shù)

滑動金具的滑動摩擦系數(shù)以及滑動位移的限制成為計算中的難點，通常都是假設一個滑動摩擦系數(shù)和滑動金具達到滑動位移限制時所等效的彈簧剛度，由滑動金具低周反復加載試驗結果可知，滑動金具的滑動摩擦系數(shù)可取為0.5。

Cylindrical單元為兩節(jié)點間釋放單向位移限制和單向轉(zhuǎn)動限制的連接單元，與實際滑動金具支撐軸相符合，非線性彈簧模擬滑動金具支撐軸與支撐板的相對位移，在有限位移內(nèi)剛度很小，根據(jù)相同位移做功相等的等效原則，可將滑動摩擦等效為一個剛度較小的彈簧，其關系為

(2)

式(2)中：μ為滑動金具滑動摩擦系數(shù)，根據(jù)低周反復加載試驗可知取0.5；G為管母線的質(zhì)量；L為滑移距離；K為滑移距離內(nèi)的彈簧剛度。

通過滑動金具力-位移曲線可知：在帶滑動金具的互聯(lián)電氣設備回路抗震性能計算中，可以定義一個較大的彈簧剛度等效成滑動金具的限位功能，該非線性彈簧曲線如圖9所示。

圖9 非線性彈簧模型Fig.9 Nonlinear spring model

2.2 抗震性能分析

在進行地震響應分析之前先對結構進行模態(tài)分析，模態(tài)分析是進行結構體系地震響應分析的基礎，通過模態(tài)分析可以獲得結構的動態(tài)特征，主要包括結構的固有頻率和振型。將上述建立的模型命名為模型A，同時建立不考慮滑動位移的模型，將支柱絕緣子與管母線固定連接，將其命名為模型B。兩種模型的頻率如表3所示。

表3 結構自振頻率

通過模態(tài)分析可知，不考慮滑動金具滑動位移的模型，增加了結構剛度，結構頻率增大較為明顯。接下來對考慮滑動位移的復合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型進行地震響應分析。輸入地震波由中國電力科學研究院和中國地震災害防御中心根據(jù)特高壓工程的特殊性，制定的相應抗震設計反應譜曲線，該曲線的特征周期為0.9 s，動力放大系數(shù)為3.17(2%阻尼比)[11-12]。加速度峰值為1.0g的標準時程波(記為S波)如圖10所示，試驗輸入采用不同強度等級地震波激勵時，按照比例對圖10中的地震波進行放大或縮小。地震波的加載方向為Y軸方向，即沿著管母的方向。

改變輸入地震波的地震加速度等級，分別研究了考慮滑動金具滑移的復合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型。當輸入地震波加速度等級為0.2g、0.3g和0.4g時，得到了絕緣子根部應力、絕緣子頂端和底端加速度、絕緣子頂端相對位移、滑動金具內(nèi)力與時間曲線、滑動金具位移與時間曲線、滑動金具內(nèi)力和位移曲線、管母與滑動金具連接處加速度以及相對位移曲線。其中0.4g時絕緣子根部應力、滑動金具內(nèi)力與時間曲線和滑動金具內(nèi)力和位移曲線分別如圖11～圖13所示。

圖10 1.0g標準時程波Fig.10 1.0g standard time course wave

圖11 支柱絕緣子根部應力時程曲線Fig.11 Post insulator root stress time history curve

圖12 滑動金具內(nèi)力時程曲線Fig.12 Sliding fitting internal force time history curve

通過上述分析可知：不同地震加速度等級作用下，考慮滑動金具滑動位移的復合支柱絕緣子與管母耦聯(lián)模型，絕緣子根部應力、頂端最大加速度和頂端相對位移分別如表4所示。

從表4中可知，當考慮滑動金具滑移時，絕緣子與管母支撐互聯(lián)體系的地震響應在地震加速度等級較小時呈線性關系，當?shù)卣鸺铀俣鹊燃壴龃髸r，非線性響應較為明顯，絕緣子根部應力和絕緣子頂端加速度增大較為明顯。

當不同地震加速度等級地震波作用下，滑動金具的地震響應如表5所示。

圖13 滑動金具內(nèi)力-位移曲線Fig.13 Sliding fitting internal force-displacement curve

表4 絕緣子地震響應

表5 滑動金具地震響應

從滑動金具力-位移曲線可以看出，當輸入地震波為0.2g和0.3g時，滑動金具力-位移曲線為線性彈簧關系，此時滑動金具支撐軸并沒有與支撐板發(fā)生碰撞，滑動金具通過摩擦力耗散能量，當輸入地震波為0.4g時，滑動金具最大位移為50 mm，當滑動位移達到50 mm時，彈簧力顯著增大，即滑動金具支撐軸與支撐板發(fā)生碰撞，導致金具內(nèi)力急劇增大；同時從絕緣子地震響應可以看出，當輸入地震波為0.4g時，由于滑動位移的限制，導致滑動金具支撐軸與支撐板發(fā)生碰撞，絕緣子頂端最大加速度和相對位移均突然增大，增大幅值較為明顯。因此，實際計算時需考慮滑動金具的限制位移。

由表4和表5可知，滑動金具滑動槽長度不宜小于2(x1,max+x2,max)(x1,max和x2,max為分別為相互連接的兩設備在地震作用下的最大位移)，以最大限度保證地震作用下滑動金具的滑動端不與滑動槽相撞，減小設備間的地震耦合效應。

將圖5(b)與圖13相比較可知，滑動金具力-位移曲線趨勢是一致的，當支撐桿與滑動槽發(fā)生碰撞時，互聯(lián)回路中設備地震響應非線性現(xiàn)象明顯，對于滑動金具在互聯(lián)設備回路中可簡化為非線性彈簧來代替滑動金具在互聯(lián)回路中的作用。

3 結論

(1)通過對滑動金具進行低周反復加載試驗，可得出滑動金具的滑動摩擦系數(shù)和力-位移曲線，從而為進一步研究滑動金具在互聯(lián)設備回路中的抗震性能提供指導。

(2)在對帶滑動金具的互聯(lián)電氣設備回路抗震性能計算時，需要考慮滑動金具的滑動位移對電氣設備回路抗震性能的影響，滑動金具的滑動位移對互聯(lián)電氣設備頂端的加速度響應影響較大，而通常計算中可將滑動金具等效為非線性彈簧，通過釋放單向位移和單向轉(zhuǎn)動的限制以模擬滑動金具在實際電氣設備回路中與管母的連接。

(3)為減小地震作用下設備的耦合效應，滑動金具滑動槽長度不宜小于相連兩設備在地震作用下位移之和的2倍，以最大限度保證地震作用下滑動金具的滑動端不與滑動槽相撞，減小設備間的地震耦合效應，其中，x1,max和x2,max分別為相互連接的兩設備在地震作用下的最大位移，其值可通過抗震計算分析后得出。