川藏联网工程复合材料电气设备地震模拟振动台试验研究

程永锋，卢智成，刘振林，孙宇晗，丁燕生，易建山，孟宪政，鲁先龙

(1.中国电力科学研究院，北京市 102401；2.川藏联网工程建设指挥部，成都市 610000)



川藏联网工程复合材料电气设备地震模拟振动台试验研究

程永锋1，卢智成1，刘振林1，孙宇晗1，丁燕生2，易建山2，孟宪政1，鲁先龙1

(1.中国电力科学研究院，北京市 102401；2.川藏联网工程建设指挥部，成都市 610000)

复合材料电气设备由于其具有质量小强度高的材料特点，已在部分变电站内推广应用，但对于复合材料电气设备的抗震性能，尤其对于其真型设备的地震模拟振动台的试验研究，各国学者研究较少。依托于川藏联网工程，在总结国内外复合材料电气设备抗震研究成果的基础上，结合我国已有电气设备抗震研究成果，开展了适用于复合材料电气设备抗震性能评估方法的研究，确定了复合材料电气设备振动台试验输入波形、波形峰值加速度以及设备抗震能力判定原则，采用此方法对800 kV高抗套管、220 kV GIS外绝缘套管、110 kV及220 kV避雷器分别进行地震模拟振动台试验,得到了设备的动力特性和地震响应。由试验结果可以看出，参与试验的复合材料电气设备应力均满足设计基本加速度为0.4g的抗震要求。

川藏联网工程；电气设备；抗震；复合材料；套管；避雷器

0 引 言

作为电网系统中的重要组成部分，变电站内瓷质电气设备由于受结构形式与构件材料性能影响，在震害中损坏较多，严重影响了震区应急救灾和灾后重建工作[1]。针对瓷质电气设备抗震性能薄弱问题，国内外学者主要提出了2种解决方法：(1)加装减震、隔震装置；(2)采用复合材料电气设备。前者通过电气设备的减震、隔震装置提高瓷质电气设备抗震性能[1]；后者受益于新材料研究进展，针对瓷质电气设备震害特点，提出采用强度较高的复合材料替代瓷质材料，因复合材料具备质量轻、延性好等特点，可显著提高电气设备抗震性能[2]。

本文依托川藏联网工程，在总结国内外复合材料电气设备抗震性能研究的基础上，提出适用于我国的复合材料电气设备试验研究与评估分析方法，采用此方法对800 kV高抗套管(由于川藏联网工程处于高海拔地区，对绝缘要求高，故高抗套管采用800 kV电压等级)、220 kV GIS外绝缘套管、110 kV及220 kV避雷器分别进行地震模拟振动台试验和抗震性能评估。

本文所研究内容弥补了我国复合材料电气设备抗震试验的空白，为复合材料电气设备的推广应用提供了依据。

1 复合材料电气设备结构特点

1.1 复合材料结构特点

新材料科学的发展，为电瓷型电气设备抗震问题提供了一种解决方法——采用玻璃纤维复合材料(以下简称复合材料)替代瓷材料制成电气绝缘构件。这种玻璃纤维复合材料由树脂和纤维构成，具有强度高、抗疲劳性能好、耐腐蚀性强、绝缘性优良等特点[3]，地震作用下设备可以通过大变形吸收地震能量，而且材料密度较小，设备质量较轻，设备在地震波作用下的地震反应较小。

1.2 复合材料电气设备结构特点

图1为电气设备复合材料构件构造示意图，图中主要受力构件为复合材料套管，外层为硅橡胶伞裙，两端通过胶黏剂与金属法兰胶装。由于复合材料套管与硅橡胶伞裙为组合结构，因此避免了瓷质设备在烧制过程中出现开裂、掉伞、变形和吸红等缺陷问题，便于大体积成型。

图1 电气设备复合材料构件构造示意图Fig.1 Structure diagram of composite material electric equipment

复合材料电气设备最早于20世纪70年代在国外变电站绝缘子中得到应用[3]，我国在2 000年前后开始在变电站中采用复合材料电气设备，前期构件生产与设备组织均由国外产品控制，现阶段已全面国产化，复合材料电气设备产品类型也越来越多样(图2为我国复合材料电气设备产品示意图)，为我国变电站全面复合化提供了基础支持。

图2 国产复合材料电气设备产品示意图Fig.2 Domestic products of composite material electric equipment

2 复合材料变电设备抗震性能研究现状

随着现代力学试验和有限元分析技术的发展，各国学者针对复合材料及相应的电气设备开展了力学和抗震性能研究。主要研究方向为以下3个方面。

2.1 复合材料力学性能

复合材料纤维常是轴向排列或分层交叉缠绕排列，在微观上是不均匀和非各向同性的，国内外学者对复合材料的破坏准则提出了4类性能状态：弹性状态、损伤极限状态、塑性状态、瞬时破坏状态，表明复合材料具有显著的非线性特性。在复合材料力学性能试验方法上，单轴及弯曲力学性能试验已有相应的国家标准[4-6]，复杂应力状态下的力学性能试验，国内外规范及学者提出了不同的V型缺口梁剪切试验方法和非纤维向拉伸试验方法[7-8]。在材料试验的基础上，国内外学者针对复合材料在单向应力和复杂应力状态下，分别提出了不同的材料破坏准则[3,9-10]。因此，对于复合材料受力极限状态的描述，还未有较为一致的意见。

2.2 复合材料与金属法兰胶接力学性能

电气设备结构组成中，复合材料构件与金属法兰采用胶装连接固定，这种不同材料组合而成的部分受力较为复杂。国内外学者通过试验研究，分析了复合材料构件与金属法兰胶装节点的力学性能，发现复合材料纤维缠绕角度与胶黏剂厚度等构造参数对节点力学性能具有较大影响[11-13]，并提出了相应的剪应力分布及剥落强度计算方法[14-16]。但以上研究成果的适用性还未得到相应验证。

2.3 复合材料电气设备整体力学性能

在复合材料电气设备力学性能试验研究上较为突出的是美国学者AnshelJ.Shiff和Andrei M.Reinhorn，前者通过试验研究指出，复合材料电气设备在地震作用较大时表现出一定的非线性特征，并提出了复合材料电气设备地震模拟振动台试验要求，及其试验后补充静力试验验证要求[17]。后者旨在通过静力与振动台试验研究复合材料套管规格和法兰连接形式对设备结构性能的影响，为建立合理的数值模型提供参数依据[18]。

针对复合材料电气设备机械力学或抗震性能的规范或标准主要有IEC 61462《户外和户内电气设备用空心复合绝缘子定义、试验方法、接受准则和设计推荐》[19]和IEEE Std 693—2005《变电站抗震设计推荐方法》[20]。IEC 61462针对复合材料绝缘子提出了复合材料构件在静力荷载作用下，存在最大机械负荷应力和规定机械负荷应力这2个参数，其中规定机械负荷应力可看作复合材料构件最大破坏应力，建议最大机械负荷应力作为设备安全受力极限状态，并规定其值为规定机械负荷应力的40%。IEEE Std 693—2005提出了电气设备抗震试验方法与要求，在抗震验收标准中建议复合材料绝缘子在地震作用下的响应应力不超过规定机械负荷应力的50%。

我国变电站复合材料电气设备的应用正逐渐增多，但在设备性能研究上，特别是包括抗震性能的评估研究方面，尚处于起步阶段，仍需进一步加强相关研究工作。

3 复合材料电气设备地震模拟振动台试验及抗震性能评估方法

虽然国内外学者已开展了部分复合材料电气设备力学与抗震性能研究，但相关研究成果较少，暂无理论或数值分析的方法、规定，且与瓷质电气设备不仅在材料特性，还在法兰胶结材料、胶结参数、胶结特性等方面存在明显差别，无法直接采用瓷质电气设备数值模拟相关规定。

复合材料电气设备作为新型设备结构，应通过抗震试验进行抗震性能评估[21]，但目前国内仅有针对瓷质电气设备的抗震试验的规范或标准，而复合材料在力学特性上与瓷材料存在较大差别，因此无法完全套用瓷质电气设备抗震试验与评估方法。美国等国尽管有针对复合材料电气设备的抗震试验方法，但是国外选用的场地类型、激励方法以及性能判定标准等方法均是依据本国特点而定，对我国不能完全适用。因此有必要针对我国工程实际情况以及复合材料电气设备结构特点，开展试验方法制定、抗震性能评估等研究工作。

3.1 地震模拟振动台试验

地震模拟振动台试验是目前验证设备抗震强度最好的方法。本文参考瓷质电气设备抗震研究成果，根据试验中复合材料电气设备结构特点，提出复合材料电气设备地震模拟振动台试验与评估方法。

3.1.1 完整真型设备结构

对于原型电气设备带支架体系和原型电气装置体系的验证试验，振动台输入可采用人工标准时程波，其中人工标准时程波是由人工标准反应谱拟合而来，图3为典型地震时程波，图4为各时程波转化得到的频谱曲线。

图3 输入加速度时程波Fig.3 Inputted acceleration time history waves

图4 输入时程波的加速度反应谱Fig.4 Acceleration response spectrum of time history waves inputted

由图4可以看出，EL Centro波和Taft波在地震波卓越频率1～10 Hz时波动较大，存在明显的波峰和波谷值，这样会造成不同频率的设备地震试验测试结果差别显著；共振拍波是根据设备结构主频参数计算获得的，旨在将地震作用集中在设备的共振频率点上，获取较为严格的响应值；相较于其他时程波的频谱特性，人工标准反应谱的特征周期为0.9 s，可以包络我国所有场地类型，卓越频率段较宽且平坦，从而避免不同设备结构对地震波敏感程度影响，波形与试验结果具有统计意义[22]。

本次试验对220 kV GIS外绝缘套管、110 kV及220 kV避雷器采用人工标准时程波作为试验输入。川藏联网工程巴塘变电站所处地区抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度值为0.2g。依据文献[21]对抗震设防及设备动力放大系数的相关规定，本次试验中设计基本地震加速度取为0.4g。

3.1.2 部分真型设备结构

部分电气设备(例如变压器)整体真型结构总量可达数百t，远超我国振动台试验能力，因此只能针对抗震薄弱的套管结构进行设备部分真型试验。为解决套管与振动台连接固定问题，通常采用附加理论上近似为刚性的连接支架，尽可能减小其动力放大影响。对于振动台输入的地震时程波，人工标准时程波已不再合适，需提高考核要求，因而可采用图5所示的5个正弦共振调幅5波组成的调幅波串进行抗震试验。

图5 试验用共振5拍波示意图Fig.5 Resonance 5-beat wave in test

各拍的加速度时程可按下列规定确定：当t≥5T时，a=0；当0≤t≤5T时，a值可按下列公式确定：

(1)

as=0.75a0

(2)式中：a为各时程的水平加速度；t为时间，s；T为体系在测试方向的基本自振周期，s；as为时程分析地面运动最大水平加速度；a0为设计基本地震加速度值；ω为体系在测试方向的基本自振圆频率，Hz。其中根据我国GB 50260—2013[21]规定各拍间隔为Tp，即

Tp>(1/f)(100/d)

(3)

式中：Tp为拍间间隔，s；f为体系在测试方向的基本频率，Hz；d为体系的阻尼比，%。

同时考虑到地震中下部本体对试验中的构件将产生动力放大作用，需在输入的共振拍波大小中予以考虑，综合各国规范要求，建议将变压器、电抗器本体动力放大系数取2.0，并将对设备考核的共振拍波幅值乘以2.0。

本次试验对800 kV高抗复合材料套管采用共振5拍波作为试验输入，设计基本地震加速度取为0.4g。

3.2 抗震能力判定

电气设备抗震性能分析时，需要综合考虑结构功能与电气功能双方面要求。

3.2.1 结构功能判定

抗震安全性评估时，不仅要求试验后设备结构完整、无明显变形及破损，还要求设备抗震薄弱环节构件的应力具有一定的安全系数。参照IEC 61462与IEEE 693—2005的技术要求，结合我国复合材料电气设备结构特点，安全系数确定为2.0。该方法的计算公式为

(4)

式中：σSML为复合材料规定机械负荷应力，材料试验测试表明该值离散性显著，根据复合材料电气设备静载试验结果，可取复合材料规定机械负荷应力为80 MPa；σAL为设备地震响应组合值，取设备永久荷载(自重)和可变荷载(地震、风)组合中的最不利值。

3.2.2 电气功能性判定

相较于瓷材料，复合材料强度虽然较高，但弹性模量较小，从而导致复合材料电气设备在试验时，设备顶端位移过大。同时，设备内部的电气功能元件灵敏性较高，为检验试验过程中设备位移响应是否对其电气功能造成影响，需针对地震模拟振动台试验测试后的复合材料电气设备进行电气功能检测，鉴定设备响应的安全性。

4 复合材料电气设备地震模拟振动台试验

4.1 800 kV高抗复合材料套管地震模拟振动台试验

4.1.1 试验概况

4.1.1.1 试件参数

试件为800 kV高抗复合材料套管，其复合材料为玻璃钢。表1为试件基本参数。

表1 800 kV高抗复合材料套管试件基本参数

Table 1 Basic parameters of 800 kV HV reactor composite bushing

试件安装于支座上，支座通过螺栓与振动台连接，试件安装情况如图6所示。

图6 安置于振动台的800 kV高抗复合材料套管Fig.6 800 kV HV reactor composite bushing fixed on shaking table

4.1.1.2 试验工况

本试验共分5个工况，各试验工况及目的如表2所示。表2中，工况1为白噪声输入，持续时间不少于60 s，目的是获取试件的频率及阻尼比；工况2为低峰值加速度共振拍波输入，目的是通过加速度峰值多次迭代以校准台面输出峰值加速度，并获得试件关键部位的动力响应；工况3为白噪声输入，持续时间不少于60 s，目的是检验工况2前后试件是否有功能损伤；工况4为峰值加速度为0.6g的共振拍波输入，目的是获得试件关键部位的动力响应；工况5为白噪声输入，持续时间不少于60 s，目的是验证工况4前后试件是否有功能损伤。

本次试验采用单水平向激励，激励方向(X向)如图7所示。

表2 试验工况及试验目的

Table 2 Test conditions and purposes

4.1.1.3 测点布置

为了研究试件的地震响应，在套管根部振动方向(X向)对应位置粘贴应变片，如图7所示，在振动台台面、支架顶端和试件顶端分别安装加速度传感器。其中应变测点2个，加速度测点3个。图7为试件测点布置图。

图7 测点布置示意图Fig.7 Layout of measuring points

4.1.2 试验结果分析

4.1.2.1 白噪声扫描结果

表3为第1、第3和第5工况下白噪声输入后得到的800 kV高抗复合材料套管动力特性。

表3 800 kV高抗复合材料套管动力特性

Table 3 Dynamic characteristics of 800 kV HV reactor composite bushing

由表3可以看出，试件试验前的频率为1.57 Hz，处于地震动卓越频率(1～10 Hz)范围内；试件试验前阻尼比为11.7%，而传统的瓷质套管阻尼比大多在5%以下，故与瓷质套管相比，复合材料套管阻尼比较大，对地震响应的阻尼效应明显。

对比工况1、工况3和工况5可以看出，试验前后，试件频率跟阻尼比均有小幅变化。比较工况1和工况5，试件频率降低2.55%，阻尼比降低12.82%。造成这种现象的原因很复杂，包括试验过程中法兰连接部位螺栓松动、支架与台面螺栓连接松动等因素。但由于试件动力特性变化幅度较小，可认为试件无明显功能性损伤。

4.1.2.2 抗震试验结果

表4为试件抗震试验结果。由于试件通过与支架连接固定在振动台台面上，其实际输入加速度等于支架顶端加速度。由表4可以看出，由于支座的动力反应放大作用，实际输入试件的加速度峰值为0.63g，大于台面输出的加速度峰值。

表4 800 kV高抗复合材料套管抗震试验结果

Table 4 Seismic responses of 800 kV HV reactor composite bushing

根据厂家提供的复合材料弹性模量，将测点应变峰值转换为应力峰值，并根据试件顶端最大相对位移计算试件的位移角(最大相对位移与试件高度的比值)。计算结果如表5所示。

表5 800 kV高抗复合材料套管应力与位移角计算结果

Table 5 Stress and displacement angle of 800 kV HV reactor composite bushing

由表5可见，试件在工况2、工况4下，套管根部最大应力分别为12.22 MPa和37.43 MPa，分别为试件最大机械负荷应力(80 MPa，由厂家提供)的15.28%和46.79%，试件应力裕度较大，试件未在试验过程中破坏；在工况4下，试件最大位移角为2.26 r/min。

对2种工况下相同地震响应的比值进行统计(工况4响应/工况2响应)，结果如表6所示。

表6 不同工况地震响应比较

Table 6 Seismic response comparison in conditions

由表6可以看出，2种工况下试件相同地震响应的比值近似2种工况下实际输入试件的峰值加速度(即支架顶端峰值加速度)的比值，据此可认为，随着输入试件的峰值加速度增大，试件地震响应峰值与加速度峰值近似呈线性变化的关系。

4.2 220 kV GIS复合材料套管地震模拟振动台试验

4.2.1 试验概况

4.2.1.1 试件参数

220 kV GIS复合材料套管节数为1节，设备高度为2.84 m，质量为234 kg，弹性模量为1.3×1010Pa。支架为φ237×6.5 mm钢管，高度为2.4 m，设备与支架通过螺栓连接，设备外部为防老化的橡胶层。设备试验布置现场如图8所示。

图8 安装于振动台的220 kV GIS 复合材料套管Fig.8 220 kV GIS composite material bushing on shaking table

4.2.1.2 试验工况

地震模拟振动台输入加速度峰值分为2个等级，分别为0.1g(7度)、0.4g(9度)。试验前后输入白噪声测试试件的频率和阻尼比。地震激励沿X向输入试验用地震动时程，测得试件的应变、加速度和位移等地震响应，期间用白噪声来测试设备的自振频率，确保设备内部没有损伤。

4.2.1.3 测点布置

在设备根部的X向和Y向对应位置割开橡胶层，将应变片粘贴在复合材料表面，在振动台台面、支架顶部、设备顶部放置加速度传感器。由于设备为轴向对称结构，试验输入仅进行单X向输入。

4.2.2 试验结果分析

4.2.2.1 白噪声扫描结果

通过白噪声试验测得试验前后设备的基频和阻尼比变化如表7所示。从表7中数据可知试验前后设备的频率降低了1.28%，阻尼比增加了109%，试验前后，设备频率略微降低，设备阻尼有所增加，设备呈现一定的非线性因素。导致这种试验结果的原因包括试验中设备与支架连接螺栓存在间隙、设备本身的复合材料非线性特性等因素。

表7 试验前后设备频率和阻尼的变化

Table 7 Frequency and damping change of equipment before and after test

4.2.2.2 抗震试验结果

本次试验试件为带支架设备，支架对设备的地震响应有一定的放大作用，为了研究支架对设备的动力放大作用，根据试验得到在不同加速度等级的标准时程地震波作用下的振动台台面加速度、支架顶部加速度，取支架顶部和台面的加速度峰值之比作为加速度放大系数。各工况放大系数统计如表8所示。由表8中结果可知：0.1g和0.4g标准时程波激励工况下设备支架加速度放大系数为1.79和1.91。对于复合材料进行抗震设计时，应该根据支架结构型式和参数考虑合理的放大系数。对于本次试验试件，增大支架刚度(比如钢管外径和壁厚)可以减小支架对设备放大作用，提升设备的抗震能力。

表8 振动台试验结果

Table 8 Shaking table test results

图9为加速度峰值为0.1g和0.4g设备顶端加速度幅值谱对比。由图9中曲线可知：标准时程波(0.1g)工况下，加速度幅值谱峰值点对应频率为3.90 Hz，为试验前白噪声扫频测试的结构自振频率；标准时程波(0.4g)工况下，加速度幅值谱峰值点对应设备频率为3.70 Hz，比试验前后白噪声扫频测试的结构自振频率都要小；随着输入地震波加速度峰值的增大，峰值点位置前移，设备频率随输入地震波加速度峰值的增大而减小。

图9 设备顶端加速度幅值谱对比Fig.9 Amplitude spectra comparison of acceleration at the top of equipment

图10为加速度峰值为0.1g和0.4g支架顶端加速度幅值谱。本次试验GIS复合材料套管为轴对称结构，设备振动以一阶振型为主，如若忽略其他阶次振型的影响，从图10可知，地震波通过支架的滤波作用，其频谱曲线基本和共振调幅波的频谱曲线一致，支架对地震波滤波作用明显。

图10 支架顶端加速度幅值谱Fig.10 Acceleration amplitude spectra at the top of support

通过对所测加速度时程进行积分得到设备顶部和振动台台面的绝对位移，给出的设备顶端相对于振动台面的相对位移峰值如表8所示。

因振动台控制系统存在误差，台面输出加速度时程波与输入目标时程有一定的差距，标准反应谱按照台面输出反应谱与期望谱(目标谱)的容差在0～15%的要求调整试验结果，单体设备主要以一阶振型为主，为了进行2种工况位移影响的对比，调整的目标是使得2种工况下设备自振频率点对应的台面输出谱等于目标谱。各工况台面输出谱和目标谱曲线如图11所示，从图11中可知，台面输出满足试验容差控制要求。0.1g和0.4g工况下设备在一阶频率点对应的台面输出谱值分别为0.341g和0.378g，与目标谱的比值分别为1.08、1.09，调整后的设备的顶端位移结果分别为13.33，44.99 mm。0.4g工况与0.1g工况台面输出加速度峰值之比为3.93，设备顶端位移之比为3.38。随着输入加速度峰值的增大，设备顶端位移增大幅度小于输入加速度峰值的增大幅度。

图11 输出时程波对应加速度反应谱Fig.11 Acceleration response with time history waves outputted

4.3 110 kV和220 kV复合材料避雷器地震模拟振动台试验

4.3.1 试验概况

4.3.1.1 试件参数

试件为110 kV和220 kV避雷器，如图12所示，避雷器为水平双轴对称结构，试验时可只考虑水平单方向作用，因此振动台满足试验要求，定义激励振动方向为X向。

图12 110 kV与220 kV复合避雷器Fig.12 110 kV and 220 kV lightning arresters

设备由上部复合套管、中部瓷支柱以及下部支柱组成，110，220 kV避雷器瓷套节数分别为1节、2节，高度分别为4.915，7.145 m，套管质量分别为103，206 kg，设备带支柱质量分别为413，560 kg。复合材料弹性模量为2.5×1010Pa，瓷材料弹性模量为1.0×1011Pa，设备下端的刚性支柱与振动台通过螺栓连接。

图13为试验测点布置图，其中应变片布置在各复合套管与瓷支座根部的X向及Y向；加速度计与位移计布置在振动台台面、支柱与设备顶端的X向，共布置应变片测点20个，加速度计与位移计测点各6个。

图13 测点布置图Fig.13 Layout of measuring points

试验振动波形选用如图14所示的人工标准时程波进行激振，该时程波根据人工标准反应谱拟合而来，而人工标准反应谱是在对电气设备相关抗震、减震课题研究的基础上，在对电气设备进行抗震性能评估时采用综合方案和区划图方案相结合时提出的建议谱，该标准反应谱的特征周期为0.9 s，可以包络所有类型场地，适于进行电气设备地震模拟。

图14 振动台输入时程波Fig.14 Time history waves inputted for shaking table

4.3.1.2 试验工况

试验中首先以白噪声激励进行自振特性测试，其次以人工标准时程波调整振动台台面输出，使得振动台产生的试验反应谱(TRS)包络要求的标准反应谱(RRS)，再次进行白噪声激励以确定避雷器的自振特性变化，然后进行人工标准时程波激励，最后再次进行白噪声激励确定避雷器自振频率。试验工况及其目的如表9所示。

表9 抗震试验工况

Table 9 Shaking table test cases

4.3.2 试验结果分析

4.3.2.1 白噪声扫描结果

表10为110 kV与220 kV避雷器经测试得到的自振频率与阻尼比结果。其中频率结果表明110 kV与220 kV避雷器主频率在工况1时分别为5.094，2.695 Hz，在工况5时分别为5.088，2.698 Hz，前后主频分别略降低了0.12%、0.11%，主要原因是地震激励使设备构件间连接出现松动(例如法兰间螺栓连接的预紧力松弛)，但均在地震动卓越频率(1～10 Hz)范围内，属于地震敏感性结构。

表10 设备频率和阻尼结果

Table 10 Frequency and damping results of equipment

阻尼结果加速度时程数据分析依据时程衰减法获得，110 kV与220 kV避雷器在工况2时分别为11%、12%，在工况4时分别为12%、14%，表明复合材料对设备结构的阻尼特性影响显著，远高于《电力设施抗震设计规范》中对瓷质设备结构最大阻尼比2%的建议值[13]，且前后阻尼分别增大了9.09%、16.7%，说明激励作用越大，复合材料电气设备的阻尼现象越明显。

4.3.2.2 抗震试验结果

由于该110 kV与220 kV避雷器中存在复合与瓷2种材料构件，二者力学性能差别较大，根据已有研究成果与厂家提供参数，复合材料的额定机械应力在80 MPa以上，瓷材料的破坏应力在55 MPa左右，因此需对这2种材料构件分别比较。同时为满足输出谱在结构主频率点上包络目标谱的要求，经输入与输出频谱比较迭代调整，实际振动台台面输出加速度峰值与动力响应结果见表11。

表11 设备地震响应结果

Table 11 Seismic response results of equipment

由表11中振动台面最大加速度数据可见，为满足台面输出反应谱要求，工况2和4的实际振动台面输出均高于0.1g与0.4g的目标加速度峰值。应力结果分析表明，复合材料最大应力达到其额定机械负荷应力的22.7%，瓷材料最大应力达到其破坏应力的26.5%，可见设备针对此次试验具有较好的强度安全性。复合材料构件相较于瓷构件偏柔，现有规范暂无避雷器顶端相对位移与变形的限值规定，但高于抗震延性分析时的建筑结构位移要求[14]，而试验后经设备厂家电气性能测试，2台避雷器电气功能正常，说明表中各设备顶端最大相对位移及位移角在相应避雷器地震能力容许值范围内。因此建议在设备布置时，考虑加大互连设备间导线冗余长度，避免地震时对连接导线产生拉扯力而增大设备响应。支柱动力放大系数为支柱顶端与振动台输出的最大加速度比值，计算结果表明220 kV避雷器支柱动力放大系数明显高于110 kV避雷器，支柱动力放大系数为1.83～3.00，均远高于《电力设施抗震设计规范》中对电气设备支柱动力放大系数要求，且试验中随着激励增大，支柱动力放大系数呈增大趋势，因此，应优化支柱结构设计，降低对设备抗震的不利影响。

5 结 论

(1)本文提出了适用于复合材料电气设备振动台试验方法与抗震能力判定试验方法，为今后开展复合材料电气设备抗震性能研究奠定了基础。

(2)高抗复合材料套管、GIS复合材料套管及复合材料避雷器一阶频率均处于地震动卓越频率(1～10 Hz)范围内。试验表明：与传统的瓷质套管相比，复合材料套管阻尼比较大，可有效降低设备的地震响应，表明复合材料电气设备具备良好的抗震性能。

(3)在设计基本地震加速度为0.4g的输入条件下，参与试验的各设备应力安全裕度较大，满足工程的抗震要求。

(4)由于复合材料设备的刚度较低，试验过程中，设备位移响应较大，因此在针对复合材料套管类电气设备进行变电站设计时，应对套管顶端软导线冗余长度进行分析，确保在地震作用下，套管不至因导线拉拽而产生破坏。

(5)试验中2台复合材料避雷器的支柱动力放大系数均高于GB 50260—2013《电力设施抗震设计规范》的要求，且随激励大小变化，建议优化设备支柱结构形式，降低支柱对设备抗震的不利影响。

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(编辑：张媛媛)

Experimental Study of Earthquake Simulation Shaking Table on Electrical Equipment of Composite Material for Sichuan-Tibet Interconnection Project

CHENG Yongfeng1, LU Zhicheng1, LIU Zhenlin1, SUN Yuhan1,DING Yansheng2, YI Jianshan2, MENG Xianzheng1, LU Xianlong1

(1.China Electric Power Research Institute, Beijing 102401, China;2.Construction Headquarter of Project Grid Between Sichuan and Tibet, Chengdu 610000, China)

Electrical equipment of composite material has been applied in some substations, due to its characteristics of lighter quality and higher breaking strength.However, little research has been done in the seismic behavior of electrical equipment of composite material, especially for the experimental study of earthquake simulation shaking table.Based on the Sichuan-Tibet interconnection project, this paper summarized the researches on the seismic behavior of electrical equipment of composite material at home and abroad, and then studied its assessment method combined with the existing research on the seismic behavior of electrical equipment in China.Then, the input waveform, the peak acceleration and the judging principle of seismic ability also had been confirmed for the shaking table test of composite materials electric equipment.With using this method, 800 kV HV reactor bushing, 220 kV GIS external insulation bushing, 110 kV and 220 kV lightning arresters were tested respectively on earthquake simulation shaking table, and the dynamic characteristics and seismic response of the equipment were obtained.The test results show that the stresses on the tested electrical equipments of composite material all meet the seismic requirements of 0.4gdesigned basic acceleration.

Sichuan-Tibet interconnection project; electrical equipment; seismic; composite material; bushing; lightning arrester

国家电网公司科技项目(5299001352u7)。

TM 645

A

1000-7229(2015)03-0049-10

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.03.009

2014-09-19

2014-11-05

程永锋(1969)，男，博士，教授级高级工程师，主要从事输变电工程地基基础与防灾减灾的研究工作；

卢智成(1978)，男，博士，高级工程师，主要从事电力设施抗震的研究工作；

刘振林(1987)，男，硕士，工程师，主要从事电力设施抗震的研究工作；

孙宇晗(1984)，男，硕士，工程师，主要从事电力设施抗震的研究工作；

丁燕生(1964)，男，学士，高级工程师，主要从事输变电工程的建设与技术管理工作；

易建山(1968)，男，学士，高级工程师，主要从事输变电工程的建设与技术管理的研究工作；

孟宪政(1986)，男，学士，工程师，主要从事电力设施抗震的研究工作；

鲁先龙(1972)，男，博士，高级工程师，主要从事输变电工程地基基础与防灾减灾的研究工作。