不同法蘭模型的復合支柱絕緣子地震響應

張若愚，曹枚根

（北方工業(yè)大學土木工程學院，北京 100144）

1 引言

由于直流輸電在大容量、遠距離輸電方面具有顯著的優(yōu)點，特高壓電網迅速發(fā)展，對變電站及輸電線路電氣設備的機械性能有了更高的要求[1]。

復合材料套管及絕緣子具有防污閃性能好、極限破壞強度高等特點，且質量相較傳統(tǒng)的電瓷材料小，可顯著提升電氣設備的抗震能力[2]。近十年來，復合材料電氣設備在國內外超、特高壓交直流工程中的使用越來越廣泛。

然而，我國是地震多發(fā)國家，地震帶分布較廣，眾多電網設施將不可避免地建在地震高烈度區(qū)，在地震中極易損壞。

近幾十年來，國內外發(fā)生的數次地震均對電力設備造成較為嚴重的損毀，變電站內電氣設備遭到了嚴重破壞，而眾多電氣設備震害顯示，避雷器、支柱絕緣子、隔離開關等支柱類電氣設備的損壞率最高[3]。

目前，雖然很多學者研究了復合絕緣子抗彎性能及動力響應，并做了大量的試驗和數值模擬，在進行數值模擬時，一般將法蘭與套管連接段簡化為梁單元。但國內外規(guī)范[4-5]中僅給出瓷質電氣設備法蘭連接段彎曲剛度的取值公式，且不適用于復合材料電氣設備。

支柱類復合材料電氣設備在進行有限元建模時，其法蘭連接段彎曲剛度一般由試驗值確定。然而，復合材料電氣設備法蘭和套管之間由粘結劑通過間隙配合或過盈配合構成，除彎曲破壞外，還會伴隨粘結滑移破壞[6]。

復合絕緣子通過等效梁單元建模后，雖然模型的動力特性與實際結構相差不大，但是在強震作用下實際結構會由于法蘭節(jié)點破壞發(fā)生非線性地震響應，導致模擬結果出現誤差。

為此，這里以某高壓復合支柱絕緣子為研究對象，分別建立基于等效梁單元的簡化模型和實際法蘭節(jié)點的實體模型，并開展同條件下的地震響應分析，分析不同法蘭節(jié)點模型對絕緣子加速度、位移和應力響應的影響。

2 復合支柱絕緣子有限元模型

2.1 主要結構參數

這里以某高壓復合支柱絕緣子為研究對象，其主要由三節(jié)復合單節(jié)復合絕緣子由螺栓連接而成，外部由橡膠傘裙包圍。單節(jié)絕緣子空心套管和金屬法蘭組成，套管外徑為320mm。套管材料為玻璃纖維增強樹脂復合材料（以下簡稱復合材料），法蘭材料為鋁合金，材料主要力學參數，如表1所示。復合支柱絕緣子的幾何尺寸，如圖1所示。

圖1 復合支柱絕緣子幾何尺寸（mm）Fig.1 Geometric Dimension of Composite Post Insulator（mm）

表1 材料的主要力學參數Tab.1 Main Mechanical Parameters of Materials

復合套管與金屬法蘭之間由粘結劑粘結，在地震作用下會發(fā)生由于粘結劑撕裂導致的法蘭與復合套管的粘結破壞，導致整體結構破壞過程是非線性的。由于材料本身的強度遠遠大于粘結劑的粘結強度，所以發(fā)生粘結破壞時，兩種材料的本構關系視為線彈性。鋁合金的極限拉伸強度和壓縮強度均為320MPa，復合材料極限抗拉強度為120MPa。

2.2 簡化有限元模型

簡化模型中包括復合套管和等效梁單元，全部采用梁單元Beam188模擬，橡膠傘裙質量均勻附在套管上。復合套管按照實際尺寸建立，等效梁單元為復合套管與法蘭的連接段，實際情況中連接段彎曲剛度小于復合套管本身彎曲剛度，約為復合套管的1/2到1/4[7]，這里連接段剛度取復合套管的1/2.5。為提高計算準確性，將梁單元截面柵格加密，圓形套管和等效梁單元徑向加密份數均為16份。

實際工程中，復合絕緣子法蘭節(jié)點存在轉動，套管與法蘭為半剛性連接。但是對連接段剛度進行折減后，可將套管與等效梁單元視為剛接。復合支柱絕緣子簡化有限元模型，如圖2所示。

圖2 復合支柱絕緣子簡化有限元模型Fig.2 Simplify Finite Element Model of Composite Post Insulator

2.3 實體有限元模型

實體模型中包括復合套管、鋁合金法蘭和粘結劑，其中套管和法蘭均采用實體單元Solid95模擬，橡膠傘裙質量均勻附在套管上。由于粘結劑厚度太小，套管與法蘭壁的間隙較小，為1mm左右，所以這里不建立粘結劑的模型，通過在法蘭內壁和套管外壁之間插入內聚力材料（CZM）來模擬粘結效果，界面粘結單元為INTER204，粘結強度為35MPa；在套管和法蘭之間建立接觸，以保持粘結劑不破壞時的傳力效果；實際工程中，法蘭盤之間的通過螺栓的預緊力固定，但是這里研究的重點為法蘭節(jié)點內部的粘結破壞，所以假定地震作用下螺栓不發(fā)生損壞，法蘭盤之間使用接觸單元Targe170和Conta174，并采用多點約束法（MPC）進行綁定連接。復合支柱絕緣子實體有限元模型，如圖3所示。

3 動力特性分析

分別提取兩種單元類型的絕緣子前10階頻率開展對比分析可知：由于支柱絕緣子為對稱結構，其前兩階振型均為水平向的自由振動，其中簡化模型的第一階頻率為2.01Hz，實體模型第一階頻率2.14Hz；三四階振型均為彎曲變形，一個反彎點，簡化模型的第三階頻率為12.09Hz，實體模型第四階頻率13.88Hz。兩種模型的模態(tài)參數對比，如圖4所示。

圖4 復合支柱絕緣子振型Fig.4 Vibration Mode of Composite Post Insulator

復合支柱絕緣子的低階模態(tài)以彎曲變形為主，僅在實體模型第七階模態(tài)中出現了復合套管本身的擴張變形。兩種模型的振型基本一致，且基頻的差距僅為3.6%，低階頻率值相差也不大。支柱類電氣設備的地震響應主要貢獻來自第1振型，在輸入同種地震波作用時，兩種模型的整體運動趨勢應相同。

4 地震響應分析

4.1 地震波選取與輸入

選取地震波時，應選擇反應譜能覆蓋所在場地需求譜的地震波，這里中的需求譜采用《電力設施抗震設計規(guī)范》（GB-50260）中提供的設計反應譜，在進行地震波時程分析采用人工標準時程。

人工標準時程波是在電氣設備抗震研究的基礎上，結合高壓電氣設備自身的機械強度特點，采用綜合方案和區(qū)劃圖方案擬合成的建議波[8]。人工波是經過對多種場地譜統(tǒng)計而得到概率意義上的包絡值，有效頻段較其他天然地震波更廣。

對于變電站的大多數電氣設備來說，一階固有頻率都在需求譜平臺的范圍內（1.25～10）Hz，而人工波反應譜能有效覆蓋此區(qū)域，對電氣設備起到良好的激勵效果。復合支柱絕緣子的基本頻率在2Hz左右，此頻段人工波反應譜可以完全包絡需求譜。人工波X向反應譜及時程，如圖5所示。其中，g為重力加速度，取9.8m·s-2。

圖5 人工波X向反應譜及時程Fig.5 Acceleration Response Spectrum and Time History of Artificial Wave in X Direction

依據現行電力設施抗震設計規(guī)范的要求，X、Y、Z三個方向輸入地震波的加速度峰值之比為1∶0.85∶0.65，其中X和Y為水平向，Z為豎直向，如圖2、圖3所示。并將地震波加速度峰值按設防烈度為9°調整到0.4g，荷載組合為重力荷載和地震作用，結構阻尼比取0.02。

復合支柱絕緣子為典型的單支柱電氣設備，電壓等級越高本體設備的高度越大，高壓支柱電氣設備本體高度一般在（7～14）m之間，這里復合絕緣子高度為9.2m；超、特高壓支柱絕緣子一般安裝在格構式支架或單柱式支架上，國內規(guī)范規(guī)定的支架動力放大系數取值為（1.2～1.4），這里取最大值1.4輸入，則實際X向人工地震波輸入峰值為0.64g。

4.2 兩種模型地震響應對比分析

復合支柱絕緣子為懸臂結構，簡化模型和實體模型的地震響應類似，抗震薄弱環(huán)節(jié)結構均為絕緣子根部。兩模型底部套管根部應力及絕緣子頂部位移時程，如圖6所示。

圖6 兩種模型的地震響應Fig.6 Seismic Response of Two Finite Element Models

簡化模型和實體模型的套管根部峰值應力分別為39.41MPa和37.20MPa，應力響應差別不大。簡化模型以彎曲變形為主，最大應力對應套管根部最大彎矩處；實體模型除彎曲應力外，還有粘結應力存在，粘結劑最大粘結力為35MPa，而最大彎曲應力大于粘結應力，說明絕緣子底部法蘭節(jié)點已經發(fā)生粘結破壞。簡化模型和實體模型的應力安全系數為3.05和3.22，均大于國內規(guī)范安全系數限值1.67，兩模型的復合材料套管本身應力均為遠遠小于復合材料的極限破壞應力。

簡化模型和實體模型的結構頂部X向峰值位移分別為150.34mm和211.76mm，簡化模型的位移為實體模型的71%。簡化模型在強震下的位移響應是線性的，結構的抗彎剛度在運動過程中是不變的；而實體模型在運動過程中由于法蘭節(jié)點粘結劑撕裂，法蘭與套管的粘結高度下降，會導致結構的整體抗彎剛度下降，位移響應增大。且隨著粘結劑受損，套管的抗彎和抗拔性能均有下降，法蘭節(jié)點與復合套管的連接由原本的半剛性連接[9]逐漸轉化為鉸接，導致復合套管本身位移響應會由原本的彎曲變形逐漸變?yōu)樘坠艿恼w轉動，彎曲分量變小，套管頂部平動位移急劇增大。實際工程中，強震作用下復合支柱絕緣子粘結破壞會導致復合套管直接從法蘭滑脫。

簡化模型和實體模型結構頂部X向峰值加速度分別為1.86g和1.74g，簡化模型的加速度響應略大。描述加速度響應時，一般引入加速度放大系數。加速度放大系數可描述地震作用下某考察點加速度響應受到地震波脈沖后的影響程度，其表達式為：

式中：α—加速度放大系數；Amax—地震作用下結構考察點加速度

峰值；A0max—地面地震動輸入加速度最大值。

計算得到簡化模型的加速度放大系數為2.91，實體模型為2.72，復合支柱絕緣子結構頂部動力放大系數較大。為進一步了解兩種模型的地震響應的，繪制各兩種模型頂部處X向加速度反應譜。

圖7 兩種模型X向加速度反應譜Fig.7 Acceleration Response Spectrum in X Direction of Two Finite Element Models

圖3 中2.01Hz和2.14Hz分別對應簡化模型和實體模型的X向基頻，在地震作用下，簡化模型在整個運動時的基頻不會改變，最后通過應力響應是否小于材料破壞強度來判斷結構是否發(fā)生破壞；而實體模型的法蘭節(jié)點破壞時，粘結劑會發(fā)生脫粘，導致法蘭節(jié)點的抗彎剛度下降，在運動過程中基頻下降，在地震作用后，實體模型基頻變?yōu)?.83Hz，下降幅度為14.4%，結構在地震作用前后自振頻率的下降可以反映結構的損傷情況[10]。此時，雖然套管本身的應力響應小于材料破壞應力，但是由于法蘭節(jié)點處的粘結劑發(fā)生脫粘，結構承載能力下降，位移響應增大明顯，在實際工程中也視為復合支柱絕緣子發(fā)生破壞。

當復合電氣設備的設防烈度較低，如7°、8°，簡化梁單元模型與實體模型的計算結果會基本一致，只有在驗算9°及以上的罕遇地震時，實體模型才會由于法蘭破壞產生非線性行為。實體模型建模和計算過程較為繁瑣，且非線性因素對結構的地震響應影響很大[11]，但目前大多數研究學者在開展的復合材料支柱類電氣設備抗震計算時，還是通過建立簡化梁單元進行線性計算，根據現行規(guī)范計算應力安全系數對電氣設備的抗震性能進行評估，且兩種模型的動力特性和應力計算結果基本一致。

5 結論

這里以某高壓復合支柱絕緣子為研究對象，分別建立基于等效梁單元的簡化模型和實際法蘭節(jié)點的實體模型，并開展同條件下的地震響應分析，得到以下結論：

（1）簡化模型與實體模型的前6階振型與頻率相差不大，基本振型均為1階彎曲，基頻均在2Hz左右，處于地震動卓越頻率（1～10）Hz內。

（2）簡化模型與實體模型的應力響應相差不大，且套管的峰值應力響應均滿足國內規(guī)范限值1.67；實體模型位移偏大，簡化模型頂部峰值位移響應為實體模型的71%；簡化模型和實體模型的加速度放大系數分別為2.91和2.72，復合支柱絕緣子對設備頂部的動力放大作用較大。

（3）簡化模型為純梁單元有限元模型，地震響應是線性的，但考慮粘結劑建模的實體模型在強震作用下會發(fā)生法蘭節(jié)點粘結破壞，導致基頻下降，抗側剛度逐漸降低，導致非線性地震響應。因此，僅從應力角度無法準確判斷復合材料絕緣子是否發(fā)生破壞，在對復合材料電氣設備進行仿真模擬時，應結合粘結層破壞情況進行綜合分析。