換流站閥廳典型避雷器金具極限承載力和滯回性能研究

李 青，馬天嬌，擺志俊，王海菠，劉 鵬

(1.國網(wǎng)新疆電力有限公司電力科學(xué)研究院，新疆 烏魯木齊 830000;2.新疆鐵道職業(yè)技術(shù)學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830000;3.國網(wǎng)新疆電力有限公司，新疆 烏魯木齊 830000;4.中國電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100192)

0 引言

特高壓換流站閥廳內(nèi)各類金具起著傳遞機械、電氣負(fù)荷和對主要設(shè)備進(jìn)行電磁防護(hù)的作用。閥廳內(nèi)各類金具起著傳遞機械、電氣負(fù)荷和對主要設(shè)備進(jìn)行電磁防護(hù)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；按照是否安裝有屏蔽裝置，分為屏蔽器保護(hù)金具和不帶屏蔽裝置金具；按照管母端連接個數(shù)分為二通金具和三通金具；按照絕緣子位置分為懸掛式金具和支撐式金具。典型金具結(jié)構(gòu)包括以下模塊：一是導(dǎo)流部分，由鑄鋁硅鎂合金(ZL101A)做成的管母抱夾和型號為JL-1120純鋁絞線做成的軟導(dǎo)線組成；二是屏蔽結(jié)構(gòu)，包括各式屏蔽球和屏蔽環(huán)等；三是起支撐和固定管母以及屏蔽球作用的支撐裝置。

極限承載力設(shè)計理論所依據(jù)的是極限強度理論，其基本原則是求出截面破壞時的極限承載力，然后控制截面在使用載荷作用下的內(nèi)力不大于破壞時的極限承載力除以安全系數(shù)。因此只有結(jié)構(gòu)的極限承載力得以準(zhǔn)確評估后，結(jié)構(gòu)安全系數(shù)更為精確、科學(xué)的取值才會有意義，結(jié)構(gòu)的安全度才能得到充分的保證。

對于金具結(jié)構(gòu)的極限承載力評估，我們可以用載荷增量法來確定。根據(jù)金具的結(jié)構(gòu)特點，進(jìn)行金具極限承載能力的試驗，已評估其在地震載荷作用下的抗震性能。低周反復(fù)加載試驗用來評估典型金具的抗震性能，通過該試驗的開展，可以得到金具的滯回性能，為后續(xù)的抗震性能計算提供基礎(chǔ)。

1 避雷器金具極限承載力試驗研究

1.1 試驗試件型

CBH避雷器金具結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要配件標(biāo)注如下：標(biāo)注1為屏蔽球，標(biāo)注2和3為管母金具本體，標(biāo)注4為螺桿，標(biāo)注5為萬向節(jié)，標(biāo)注6和7為支撐桿，標(biāo)注8為懸吊支撐。由于極限承載力試驗更關(guān)注金具結(jié)構(gòu)的承載能力，具體試驗時的實物如圖2所示。

圖1 CBH避雷器金具正視圖

圖2 CBH避雷器金具實物圖

圖2中，固定端與管母端相連接，管母直徑300 mm，試驗中其與反力架固定連接，另一側(cè)管母端與伺服作動器連接，作動器通過拉伸金具管母端，支撐桿與管母端焊接，支撐桿受拉，支撐桿與螺桿上的萬向節(jié)相連接，由于螺桿頂端為懸吊支撐，因此螺桿會發(fā)生彎曲變形，隨著作動力的不斷增加，支撐桿拉力、螺桿所受彎矩均不斷增大，當(dāng)作動力突然下降50 %以上時，試驗程序認(rèn)定金具結(jié)構(gòu)件發(fā)生破壞，此時試驗停止，作動器的拉力即為該類型金具的極限承載力。

1.2 試驗方案

將CBH避雷器金具命名為402H金具，試驗裝置如下圖3所示，反力墻與作動器一端固定連接，作動器伸縮端與金具一側(cè)管母端連接，金具固定端與另一個反力墻固定連接。

圖3 402H避雷器金具極限承載力試驗加載正視圖

對于該類型金具，不屬于大跨度設(shè)施和長懸臂結(jié)構(gòu)，因此根據(jù)《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》，評估該金具的抗震性能時，可不考慮豎向地震作用的影響，只需考慮水平雙向地震作用的影響，同時考慮地震作用的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。

金具在水平雙向地震載荷作用下時，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》水平雙向載荷之比為1∶1，地震中主要承受水平向的載荷，水平雙向載荷之比為1∶1，因此作動器與金具安裝軸線夾角為45°。

為了體現(xiàn)地震作用的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，運用偏心加載的方法，作動器的作用點與接線端子處截面偏心，根據(jù)實際安裝情況確定偏心距，在本金具偏心距設(shè)為4 cm，如圖4所示，作動器的一個分力F1將產(chǎn)生扭矩，以模擬地震作用的扭轉(zhuǎn)效果；另一個分力垂直向外，將金具拉伸。采用力分級加載的方式，直至金具結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，此時得出的力即為該金具的極限承載力。

圖4 作動器作用力方向

作動器自帶力傳感器和位移傳感器，通過選擇力傳感器的精度和采樣頻率，可精確的記錄金具的極限承載力和位移曲線。

金具安裝完后的試驗現(xiàn)場照片如下圖5所示，八根導(dǎo)電帶不受力，當(dāng)伺服作動器緩慢拉伸管母端時，支撐桿與管母端焊接，支撐桿受拉，支撐桿與螺桿上的萬向節(jié)相連接，由于螺桿頂端為懸吊支撐，因此螺桿會發(fā)生彎曲變形，隨著作動力的不斷增加，支撐桿拉力、螺桿所受彎矩均不斷增大，當(dāng)作動力突然下降50 %以上時，試驗程序認(rèn)定金具結(jié)構(gòu)件發(fā)生破壞，此時試驗停止，作動器的拉力即為該類型金具的極限承載力。

圖5 402H避雷器金具加載裝置

試驗由力加載控制，預(yù)加載0.5 kN，之后每級增加0.2 kN，加載時間10 s。每級加載停留30 s，力加載方案如圖6。

圖6 作用力的加載方式

1.3 試驗結(jié)果分析

試驗金具數(shù)量為兩個，分別命名為402H-1,402H-2，兩個金具都以限位球即將從擋板中滑出，作動力大幅度減少達(dá)到50 %以上時，停止試驗。金具試驗后的典型破壞特征如圖7和圖8所示。

圖7 避雷器金具破壞形式

圖8 避雷器金具破壞形式

試驗過程中，避雷器金具發(fā)生脆性斷裂，承載力下降較為明顯，從圖7中可以看出，金具螺桿發(fā)生明顯的彎曲變形，支撐桿與萬向節(jié)連接處發(fā)生明顯斷裂，拆卸金具后，發(fā)現(xiàn)螺桿也斷裂，如圖8所示。

避雷器金具的加載力-位移曲線如圖9所示。從圖中可知，最大位移為127.2 mm，最大載荷為23.8 kN。試驗結(jié)束后，該避雷器金具發(fā)生了兩處斷裂，分別是支撐桿與萬向節(jié)連接處發(fā)生明顯斷裂和螺桿斷裂，此時金具完全失效。

圖9 402H-2避雷器金具加載力—位移曲線

因此該類型金具的極限承載力為23.8 kN。根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《高壓配電裝置設(shè)計技術(shù)規(guī)程》可知荷載短時作用時，金具的安全系數(shù)不應(yīng)小于2.5。取402H-2作為CBH避雷器金具的極限承載力，其值為23.8 kN,許用承載力為9.52 kN。

2 避雷器金具低周反復(fù)加載試驗研究

2.1 試驗方案

避雷器金具低周反復(fù)加載試驗中，金具的固定以及與作動器的連接均與極限承載力試驗保持一致，不同的是加載方式的不一樣。低周反復(fù)加載試驗的加載頻率為1 Hz，該試驗采用位移加載控制，每一級位移增加2 mm，從2 mm開始加載，每一級循環(huán)10次，加載至位移為40 mm，加載方案如圖10。

圖10 作用力的加載方式

2.2 試驗結(jié)果分析

試驗按上述加載制度加載。試驗中金具變形狀態(tài)同極限承載力試驗，中間圓桿出現(xiàn)彎曲變形，破壞狀態(tài)是限位架與管母連接的焊縫處出現(xiàn)裂縫至斷裂，破壞狀態(tài)圖見圖11。加載位移為38 mm時的滯回曲線如下圖12所示。

圖11 402H-3避雷器金具低周反復(fù)加載試驗破壞狀態(tài)

圖12 加載位移為38 mm的滯回曲線

以破壞前的位移38 mm滯回曲線為研究對象，通過分析可知，該滯回曲線的相關(guān)參數(shù)如下，其中初始剛度為kd1，屈服后剛度為kd2，有效阻尼比為βe。三者可分別由如下公式計算得到。

(1)

(2)

(3)

其中：Qd為圖13中Edy的長度，取6 kN；Wd為滯回曲線ABCD的面積，Ws為OCd0的面積。其中Wd和Ws可分別表示為：

Wd=4Qd(d0-dy)

(4)

(5)

dy為屈服位移5.8 mm，d0為33 mm，Cd0為11.5 kN，因此有效阻尼比βe為0.274，初始剛度為kd1為1.03×106(N/m)，屈服剛度kd2為0.202×106(N/m)，如圖13所示。

3 結(jié)論

(1)通過對換流站閥廳避雷器金具開展極限承載力試驗，得到了該類型金具的極限承載力，為評估該類型金具的機械強度提供了技術(shù)支撐。

圖13 402H金具雙線性模型滯回曲線相關(guān)參數(shù)

(2)通過對換流站閥廳避雷器金具開展低周反復(fù)加載試驗，得到了該類型金具的滯回性能曲線，從而為進(jìn)一步研究該類型金具在互聯(lián)設(shè)備回路中的抗震性能提供技術(shù)支撐。

(3)針對±800 kV特高壓直流換流站閥廳避雷器金具，該金具有效阻尼比βe為0.274，初始剛度為kd1為1.03×106(N/m)，屈服剛度kd2為0.202×106(N/m)。