引言

变电站将发电厂的电能输送到较远的枢纽站,以便工业生产和生活。变电站的安全关系民生,因此,用于变电站的电气产品需进行符合当地设防烈度的抗震考核试验。户外高压隔离开关将高压配电装置中需要停电部分和带电部分进行有效的隔离,对电路的正常运行起到关键作用,是变电站的重要部件。

智利处于太平洋板块和纳斯卡板块的交界处,地震频发,每年由地震灾害带来的经济损失至少1亿美元。近20年来,智利发生多次8级以上的地震,如2010年2月发生里氏8.8级强烈地震(新华网,2010),2014年4月伊基克市西北部沿海发生8.2级地震(人民网,2014),2015年西部海岸又发生8.3级地震(搜狐新闻,2015),如此频繁的地震严重威胁了智利国家人民的生命和财产安全。

吕宝龙(2007)利用有限元模型对2种高压隔离开关进行地震反应分析,并评估了地震灾害对高压隔离开关可能造成的影响;韩军科等(2008)提出了高压隔离开关可设置基底隔震层,减震效果显著;黄峰等(2010)采用ANSYS方法建立GW7-252隔离开关模型,通过输入共振调幅波,分析了隔离开关的抗震性能;谢强等(2012)依据IEEE标准对220kV双柱高压隔离开关进行了抗震试验,分析了支架结构型式和刀闸对瓷瓶响应的影响;金松安等(2013)采用有限元对适用于高海拔的252kV隔离开关进行了抗震分析;王海菠等(2018)开展特高压气体绝缘开关设备的振动台试验,提出增大本体的刚度可降低套管的地震响应的结论;朱全军等(2018)针对电气设施结构支架动力放大系数,选取安全性的评估算法,对支架类电气设备结构抗震设计方案进行了评估。

中国相关规范规定在设计基本地震加速度0.05g及以上地区的电气设备时,必须进行抗震设计(中华人民共和国住房和城乡建设部,2010),验证抗震性能可采用分析、试验或两者结合的验证原则,对电气设施抗震性能的验证可采用静力法、底部剪力法或时程法等(中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局等,2010中华人民共和国住房和城乡建设部,2013)。近几年,中国鲜有文献通过试验方法研究智利地区地震对252kV高压隔离开关设备的影响。为深入研究252kV隔离开关的抗震性能,本文通过试验方法,并依据IEEE 693—2005标准(IEEE,2006),采用美国高等级地震水平(0.5g)的反应谱对某公司生产的252kV高压瓷瓶开关样品进行抗震考核试验,试验结果对高压电气设备的抗震性能考核具有一定的借鉴意义。

1 试验条件
1.1 样件描述

样件为户外使用的单相双柱式高压隔离开关,总高约3090mm,双柱间距约3100mm,参数见表 1,总装图见图 1。双柱顶端有主刀连接,底端有地刀连接,并配有主刀和地刀的控制箱,抗震试验按照实际模型进行。

表 1 样件参数 Table 1 Parameters of specimen

图 1 样件总装图和应变片位置示意图 Fig. 1 General assembly drawing of specimen and diagram of strain gauge position
1.2 试验方向与测点布置

定义南北向为横向、东西向为纵向,与横向、纵向正交的方向为垂向,靠近北面的瓷柱为瓷柱1,靠近南面的瓷柱为瓷柱2。在样件开关的规定测点位置布置加速度传感器和应变计(图 1)。测点T1为瓷柱1上部,测点T2为瓷柱1中部,测点T3为瓷柱2上部,测点T4为瓷柱2中部。每个瓷柱由上瓷瓶和下瓷瓶组成,在瓷柱底部和中部粘贴应变片。应变计S1、S3在瓷柱2中部纵向,应变计S2、S4在瓷柱2中部横向;应变计S5、S7在瓷柱1中部纵向,应变计S6、S8在瓷柱1中部横向,应变计S9、S11在瓷柱1下部纵向,应变计S10、S12在瓷柱1下部横向,应变计S13、S15在瓷柱2下部纵向,应变计S14、S16在瓷柱2下部横向(图 1)。

2 应变计校准试验

为得到应变计的力和应变关系,需对应变计进行力-应变校准。用砂纸打磨瓷瓶根部后,粘贴电阻应变片,采用半桥方式对应变进行采集,并使用静态应变分析仪记录数据。

分别在瓷柱1和瓷柱2上施加砝码力,横向、纵向各施加1次。施加力依次为245N、490N、735N、980N、735N、490N、245N,应变结果见表 2图 2图 3分别为瓷柱1、瓷柱2的纵向和横向力-应变校验图。

表 2 力-应变测量结果 Table 2 Results of force and strain measurements

图 2 瓷柱1纵向和横向力-应变校验图 Fig. 2 Force and strain check diagram of porcelain column 1 in longitudinal and lateral direction

图 3 瓷柱2纵向和横向力-应变校验图 Fig. 3 Force and strain check diagram of porcelain column 2 in longitudinal and lateral direction

表 2图 2图 3可以看出,随着施加力的变化,瓷柱1和瓷柱2在横向和纵向的应变呈线性变化。

3 弯曲破断试验

选择8个绝缘子支柱样品1—8,下端固定,上端在相互垂直的4个方向依次施加作用力。在前3个方向试验中,分别施加预期破断力70%的力(5.6kN),各保持5s。在第4个方向试验中,当作用力达到预期破断力70%后,在30—90s内将增加到100%的额定弯曲破坏力(8kN),最后将作用力继续增加直至破坏,并记录数据,试验结果见表 3

表 3 瓷瓶绝缘子支柱样品的破断力 Table 3 Fracture force of the pillar sample of porcelain insulator
4 抗震性能试验
4.1 振动响应探查

在抗震性能试验前,首先在3种状态下对开关样件进行振动响应探查试验,3种状态分别为:主刀合、地刀分;主刀分、地刀合;主刀分、地刀分。在3个正交轴上(横向、纵向、垂向)分别施加正弦扫频信号,扫频频率范围为1—33Hz,加速度幅值0.1g,扫频速率为0.6oct/min(oct为倍频程)。采用传递函数可得到瓷柱开关的共振频率,结果见表 4表 5表 6

表 4 主刀合、地刀分状态下振动响应探查结果 Table 4 The first order resonance frequency from vibration response detecting with the main cutter on and the ground cutter off
表 5 主刀分、地刀合状态下振动响应探查结果 Table 5 The first order resonance frequency from vibration response detecting with the main cutter off and the ground cutter on
表 6 主刀分、地刀分状态下振动响应探查结果 Table 6 The first order resonance frequency from vibration response detecting before seismic when the main cutter off and the ground cutter off

表 4表 5表 6可见,瓷柱1在3种测试状态下的纵向、横向一阶共振频率均为3.5Hz,表明主刀和地刀的合、分对瓷柱1的动态特性没有产生明显影响;瓷柱2在主刀分、地刀合状态下的横向一阶共振频率(3.5Hz)大于纵向(3.0Hz),表明地刀合提高了瓷柱2的横向刚度;瓷柱1和瓷柱2在垂直方向未产生共振,有很好的刚度。

4.2 抗震考核试验
4.2.1 要求响应谱的选取

电气开关试验选择的阻尼比为2%,水平加速度则选取1.1倍的美国IEEE 693—2005(IEEE,2006)高地震水平0.50g的要求响应谱RRS(Required Response Spectrum)进行试验。垂直向的加速度为水平向的0.8倍。水平向RRS如图 4所示。在主刀合、地刀分,主刀分、地刀合,主刀分、地刀分3种状态下进行抗震试验,试验过程中不通电,但可做3种状态的开关动作试验,为模拟均压环的重量(7kg),在瓷瓶顶端施加68.6N的力。在0.5g的RRS考核试验后,再做1g的2倍RRS极限性能试验。


图 4 水平向的要求响应谱 Fig. 4 Required response spectrum in horizontal direction
4.2.2 试验监测结果

IEEE(2006)要求隔离开关在经受地震事件期间和震后不应出现损坏和功能丧失。选取的样品在输入0.5gRRS响应谱考核试验期间和试验后,开关结构完好无损,开关动作正常。

采用电阻应变片测出应变值,RRS考核试验的应变结果见表 7,加速度监测值见表 8,坐标轴相关系数见表 9

表 7 RRS考核试验过程中应变试验值 Table 7 Strain value in the process of RRS test
表 8 RRS考核试验过程中加速度测量值 Table 8 The acceleration measurement value during the RRS assessment test
表 9 RRS考核试验中坐标轴的相关系数 Table 9 Correlation coefficient of three coordinate axes in RRS assessment test

表 7表 8可以看出,在主刀合、地刀分和主刀分、地刀分2种状态下,瓷柱的纵向应变小于横向,纵向响应加速度小于横向;在主刀分、地刀合的状态下,瓷柱的纵向应变大于横向,纵向响应加速度大于横向,表明地刀合增加了瓷柱在横向的刚度;整体上瓷柱1的应变小于瓷柱2,表明了瓷柱的个体差异。

4.2.3 试验响应谱的包络结果

通过STEX软件,将RRS响应谱输入系统,振动台反馈得到试验响应谱TRS(Test Response Spectrum),人工合成地震波加速度时程如图 5所示,3个方向的相关系数均小于0.3,试验持续30s,其中强震部分20s。


图 5 人工合成地震波加速度时程 Fig. 5 Acceleration time history of synthetic seismic wave

要求响应谱在低频有较高的加速度,则需要设备有较高的位移特性。由于液压振动台的能力限制,在人工合成地震波时可采用高通滤波措施,起始频率小于或等于样品最低自振频率的70%,但不高于2Hz(国家核安全局,1995IEEE,2006)。本次试验满足标准要求,在1—33Hz的频率范围内,TRS完全包络了RRS,如图 6所示。


图 6 TRS包络图 Fig. 6 Enveloped graph of TRS
4.2.4 极限性能试验结果

输入2倍RRS响应谱(1g)进行极限性能试验(PE)期间,台面反馈峰值加速度为横向1.250g,纵向1.231g,垂向0.898g;测点T1反馈峰值加速度为横向2.457g,纵向2.728g,垂向1.019g;测点T2反馈峰值加速度为横向1.327g,纵向5.355g,垂向0.987g;测点T3反馈峰值加速度为横向4.204g,纵向2.845g,垂向2.619g;测点T4反馈峰值加速度为横向3.344g,纵向2.127g,垂向0.958g。

瓷柱1的测点T2在纵向承受2倍于测点T1的地震载荷,下部开关传动机构的传动杆断裂,但瓷瓶完好无损,表明传动杆强度不够,而瓷瓶经受住了极限性能试验。

4.3 抗震性能试验后的振动响应探查
4.3.1 主刀合、地刀分状态

在主刀合、地刀分状态下进行抗震试验后的振动响应探查,结果见表 10。对比表 10表 4可以看出,抗震试验后瓷柱1和瓷柱2的横向一阶共振频率为3.0Hz,纵向一阶共振频率为3.5Hz,与抗震试验前相比,瓷柱1横向一阶共振频率降低了0.5Hz,瓷柱2的横向一阶共振频率未发生明显变化,表明经历地震后瓷柱1横向受到影响。

表 10 试后主刀合、地刀分状态下振动响应探查 Table 10 The first order resonance frequency from vibration response detecting after seismic with the main cutter on and the ground cutter off
4.3.2 主刀分、地刀合状态

同样,在主刀分、地刀合状态下进行抗震试验后的振动响应探查,结果见表 11。对比表 11表 5可以看出,抗震试验后瓷柱1和瓷柱2的横向一阶共振频率为3.0Hz,纵向一阶共振频率为3.5Hz,与抗震试验前相比,横向一阶共振频率均降低了0.5Hz,表明在经历地震后,瓷柱1和瓷柱2的横向均受到影响,而纵向刚性较好。

表 11 试后主刀分、地刀合状态下振动响应探查 Table 11 The first order resonance frequency from vibration response detecting after seismic with the main cutter off and the ground cutter on
4.3.3 主刀分、地刀分状态

主刀分、地刀分状态下的抗震试验后振动响应探查结果见表 12,对比表 12表 6可以看出,抗震试验后瓷柱1和瓷柱2的横向一阶共振频率为3.0Hz,纵向一阶共振频率为3.5Hz,与抗震试验前相比,瓷柱1横向一阶共振频率降低了0.5Hz,瓷柱2的横向一阶共振频率未发生明显变化,表明经历地震后瓷柱1的横向受到影响。

表 12 试后主刀分、地刀分状态下振动响应探查 Table 12 The first order resonance frequency from vibration response detecting after seismic with the main cutter off and the ground cutter off
4.3.4 抗震试验前、后共振频率对比

对比抗震试验前、后的传递函数(图 7),可以看出共振频率变化不大。瓷柱1的横向共振频率从3.5Hz降为3.0Hz,变化14%,小于IEEE(2006)规定的20%。


图 7 抗震试验前、后测点T1的传递函数对比 Fig. 7 Comparison of transfer function of T1 at three points before and after seismic test
5 抗震试验数据处理

根据高压隔离开关抗震考核试验的应变测量值,通过应变计校准试验的力-应变关系曲线反推得到隔离开关顶部的地震载荷,再由瓷瓶破断力试验结果得到瓷瓶的破断力。根据IEEE(2006)要求,瓷柱的破断力应大于2倍地震载荷,则隔离开关合格。

5.1 地震载荷FS计算

在比较地震载荷与破断力时,采用瓷柱中部应变对应的地震载荷进行计算。

根据RRS抗震考核试验得到的瓷柱中部的应变,反推得到相应的瓷柱顶部的地震载荷,即S6—S8、S10—S12对应瓷柱1横向力,S5—S7、S9—S11对应瓷柱1纵向力,S2—S4、S14—S16对应瓷柱2横向力,S1—S6、S13—S15对应瓷柱2纵向力。根据表 2表 7,通过线性插值或外推计算出3种状态下0.5g RRS地震输入时的地震载荷FS,见表 13

表 13 地震载荷计算 Table 13 Calculation of seismic load

表 13可见,在状态1(主刀合、地刀分)时,瓷柱的地震载荷最小,而在状态2(主刀分、地刀合)时,瓷柱的地震载荷最大,达到1578N。因此,采用1578N地震载荷对瓷柱的破断力进行校核。

1个瓷柱由2个瓷瓶构成,设1个瓷瓶的长度为L,则瓷柱的长度为2L。若顶部作用力为F,瓷柱底部的力矩M=2FL,而瓷柱中部的力矩M=FL,因此,瓷柱根部的弯矩是中部的2倍,而应变(或应力)与弯矩成正比,因此根部应变也是中部的2倍。应变与施加力成线性变化,即正比关系,因此根部的应变应为中部的2倍,故根部的最大应变为1578N×2=3156N。根据表 7,根部应变测量的最大值是233.60×10-6(S13—15),再根据表 2,利用外推法,得到顶部地震载荷为1819N。保守地取2个数值的较大者,即顶部最大地震载荷为3156N。

5.2 破断力计算

对瓷瓶破断力试验的数据进行数据处理和破断力计算,结果见表 14

表 14 瓷瓶绝缘子支柱样品的破断力(kN) Table 14 Fracture force of the pillar sample of porcelain insulator (kN)

利用二西格玛算法计算瓷瓶的破断力,即可靠性达95%的破断力$F_{2\sigma }^0$为:$F_{2\sigma }^0 = \frac{{\sum\limits_{i = 1}^8 {{F_i}} }}{8} - 2\sigma = 10.435 - 2 \times 0.807 = 8.819$(kN)。

破断力统计值与样品数有关,故引入与样品数有关的系数K(表 15)。本试验中,样品数i取8,对应K值为0.9,则破断力${F_{2\sigma }} = KF_{2\sigma }^0 = 0.9 \times 8.819 = 7.937$(kN)。

表 15 K值与样品数关系 Table 15 The relation between the K-value and the number of the samples
5.3 验算

IEEE(2006)要求在RRS水平下的安全系数FS为2,即要求$FS = \frac{{{F_{2\sigma }}}}{{{F_S}}} \ge 2$。由表 13可以看出,0.5gRRS输入下的地震载荷最大${F_S}$为3.156kN,而实际破断力7.937kN,因此,$FS = \frac{{{F_{2\sigma }}}}{{{F_S}}} = \frac{{7.937}}{{3.156}} = 2.514$,大于地震载荷的2倍。

6 总结

本文通过对户外高压隔离开关的高地震区抗震性能检测,获取其在抗震试验过程中的加速度和应变,得到以下结论:

(1) 试验满足IEEE(2006)的要求,在抗震试验前分别开展了应变计的校准试验、瓷瓶的弯曲破断试验和隔离开关的抗震性能试验。试验过程中和试验后开关完好无损,满足瓷瓶破断力大于等于2倍地震载荷的要求。

(2) 户外高压隔离开关的完整性在抗震性能检测中得到了保证。抗震试验前、后样件的共振频率变化不大,小于20%,证明隔离开关结构未损坏,经受住了抗震性能考验。

(3) 在1g输入载荷的极限抗震试验中,尽管瓷瓶结构完好,但下部传动连杆断裂,建议将连杆的直径加粗为原来的1.5倍(截面积增加1倍)。

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