GW27型隔离开关风致振动研究及可靠性分析

师丽芳， 刘杰， 杨秋蓉， 陈晓丽， 姚灿江

（平高集团有限公司，河南平顶山 467001）

0 引言

发展特高压输电可以推动国家清洁能源开发目标实现及清洁能源的高效利用，也可促进以电代煤和煤电布局优化，大幅度减少“三华”电网范围内燃煤消耗，有效利用洗精煤和外来电力，提高已有电厂燃煤质量和利用效率，改善当地环境质量[1-3]。相对于超高压输电，特高压输电能够大量节省输电走廊，显著提高单位走廊宽度的输送容量和线路走廊的输电效率，节约宝贵的土地资源。GW27型隔离开关作为特高压换流站的主要设备，其结构的稳定性将直接影响电网运行的可靠性。

GW27型隔离开关采用水平回转式结构，此类型隔离开关为双断口配置，且在超特高压换流站中应用广泛。GW27型隔离开关属于特高压输电设备，且产品相对地面较高，运行环境较恶劣，在微风载荷的影响下，易发生导电杆振动现象[4-6]。如某特高压换流站水平回转式隔离开关在分闸过程中，在3～4级风作用下，导电杆出现振动，因此，为了解决导电管在风载荷作用下的振动问题，进行导电杆振动原因分析，建立相应的简化模型，进行模态和力学性能分析，并提出相应的解决方案，为提高电网运行可靠性提供技术支撑。

1 GW27型隔离开关结构与原理

GW27型隔离开关是由底座装配、绝缘子、主闸刀系统和接地开关系统等5部分组成。GW27型隔离开关合闸时，导电杆先随旋转瓷瓶一起转动，导电杆前端的动触头进入静触头后被静触头的底板阻挡，导电杆不再随旋转瓷瓶一起转动，此时导电杆翻转系统迫使导电杆绕自身轴线旋转，直至动触头成直立状态与静触指完全接触，实现合闸。分闸则是相反的运动过程。GW27型隔离开关结构如图1所示。

图1 GW27型隔离开关图

2 风速及涡激频率计算

通过现场观测及后期原因分析可知，在风载荷作用下GW27型隔离开关导电管背风侧产生卡门涡街，导致导电管产生振动。这种涡激振动与导电管的固有频率相关，也和风载荷对导电管振动的涡激频率有关，所以对风载荷涡激频率及整机模态进行计算分析[7-8]。

采用频率上、下限和斯特劳哈尔定律进行涡激频率计算：

式中：Sr为斯特劳哈尔数，圆柱体一般为常数，取0.2；v为风速；D为圆柱体直径。

采用国际通用的蒲福风力等级，风力等级与GW27型隔离开关导电管涡激频率对应关系如图2所示。

图2 风级与导电管涡激频率关系图

3 GW27型隔离开关导电杆模态分析

3.1 模型简化

由于原模型中包含大量的倒角、圆角、螺栓连接件，首先对其进行模型简化，然后再进行模态分析。GW27型隔离开关模型简化如图3所示。

图3 GW27型隔离开关简化模型

通过分析可知，GW27型隔离开关模型支柱部分对导电管固有频率结果影响不大，采用等效替代的原则，对导电管部分添加约束，同时考虑到计算机资源和仿真结果的准确性，仅对导电管部分进行模态分析，其相应的结构简化如图4所示。

图4 GW27型隔离开关导电管简化模型

3.2 模态分析

通过ANSYS有限元模态分析，计算前20阶模态，计算结果如表1所示[9-11]。GW27型隔离开关前6阶振型如图5所示。

图5 GW27 型隔离开关前6 阶振型图

表1 GW27型隔离开关前20阶固有频率

通过表1和图5对比分析可知，第4阶模态振型为导电管两端的上下振动，其对应固有频率为3.5 Hz。与现场反馈情况基本一致，因此认定是第4阶固有频率引起的振动。

根据风速及涡激频率计算可知，GW27型隔离开关第4阶固有频率在2级风引起的涡激频率范围内，因此初步认定由2级风引起GW27型隔离开关导电管振动。

4 GW27型隔离开关优化设计

4.1 GW27型隔离开关减振措施

通过风速涡激频率及模态分析可知，是2级风引起的涡机共振。现在拟采用一种在导电管中添加1根松弛的钢芯铝绞线的方案，此方案通过钢芯铝绞线导电管管壁之间形成摩擦和冲击来达到减振的目的[12-13]。

通过在导电管中加入与导电管等长度的钢芯铝绞线，直径为28 mm，利用有限元谐响应仿真分析，得到0～5 Hz范围内的频率响应，结构修改前后在二级风激励下导电管的响应幅值对比如图6所示。

由图6可知，在原导电管中，加入一直径为28 mm、等长度的钢芯铝绞线后，在2级风激励下的导电管两端的振幅为17.88 mm，振幅下降75.55%，减振效果良好。

图6 二级风激励下导电管振动幅值对比

4.2 隔离开关静力学校核

对方案修改前后的导电管整体进行静力学分析，主要是针对重力条件下导电管端部的变形校核。将模型导入到ANSYS中设置各个零部件的材料，底部施加固定约束[14-16]，所有接触设置为绑定接触，进行静力学分析，变形云图如图7所示，应力云图如图8所示。

图7 隔离开关结构修改前后变形云图

图8 隔离开关结构修改前后应力云图

由图7可知，在重力条件下，原模型最大变形位置在导电管两个端点，最大变形为24.15 mm。结构修改后，导电管端部的变形为25.73 mm，比原模型端部变形增加了1.58 mm。修改后模型相对变形较小。

在重力条件下，导电管的最大等效应力为20.61 MPa，添加钢芯铝绞线之后最大应力为22.15 MPa，两者变化不大，且铝合金的屈服强度为215 MPa，最大应力远小于屈服强度。

由此说明所加装的钢芯铝绞线对原结构影响甚微，且均在安全范围内，满足产品设计要求。

4.3 隔离开关2级风激励下校核

对修改后的模型加载2级风载荷的激励，计算风激励下的导电管应力，仿真结果如图9所示，最大应力为17.97 MPa。由于导电管材料的屈服强度为215 MPa，结构所受最大应力为17.97 MPa，远远小于材料的屈服应力（215 MPa）。

图9 2 级风载荷激励下的应力云图

4.4 隔离开关8级风激励下校核

对修改后的模型施加8级风的激励，8级风对应的风速为17.2～20.7 m/s，对应的涡激频率为21.5～25.875 Hz，对应的风激励载荷为152.653 44～221.100 84 N，按照此数据对导电管进行扫频处理，可以得到结果：在25.875 Hz处端部位移最大，幅值为0.075 mm。对应频率处的应力云图如图10所示，最大应力为0.049 MPa，远远小于材料的许用应力（215 MPa），所以校核是合格的。

4.5 GW27型隔离开关合闸可靠性分析

GW27型隔离开关合闸分为两个过程，导电管绕立柱旋转和导电管绕其轴线旋转。首先是T字形结构绕立柱的旋转，这一部分是导电杆随旋转瓷瓶水平转动70°，使动触头旋转到静触头位置处；第二个过程是导电管绕其自身轴线旋转60°，使动静触头接触，静触头的触指夹紧动触头，保证可靠合闸。

要保证可靠合闸，需要使万向节处提供的动力矩大于导电管自身旋转时的阻力矩。由于导电管与轴套之间的摩擦力矩较小，可忽略不计，在不考虑导电管与轴套之间的摩擦力矩的情况下，导电管翻转的总阻力矩如图11所示。

由图11可知，在GW27型隔离开关导电管内部添加钢芯铝绞线后，仍能可靠合闸。

图11 导电管翻转总阻力矩与翻转角度关系图

5 结论

1）根据风速及涡激频率计算可知，GW27型隔离开关导电管在微风下振动的原因为涡激共振，且其第4阶固有频率与2级风引起的涡激频率基本一致。

2）通过在导电管中加入直径为28 mm且与导电管等长度的钢芯铝绞线，可有效抑制导电管的涡激共振现象，振幅下降了75.55%。

3）通过对加入钢芯铝绞线的导电杆结构进行合闸可靠性分析可知，在GW27型隔离开关导电管内部添加钢芯铝绞线后，总阻力矩变化可忽略不计，满足合闸可靠性要求。