基于ANSYS模型的2000kV直流電壓發(fā)生器抗震性能評估

王少華，孫紅燕

（1.中國南方電網(wǎng)超高壓輸電公司檢修試驗中心，廣東 廣州510663；2.廣東匯安恒達管理顧問有限公司，廣東 廣州 510507）

基于ANSYS模型的2000kV直流電壓發(fā)生器抗震性能評估

王少華1，孫紅燕2

（1.中國南方電網(wǎng)超高壓輸電公司檢修試驗中心，廣東 廣州510663；2.廣東匯安恒達管理顧問有限公司，廣東 廣州 510507）

通過建模仿真，對特高壓基地2000kV直流電壓發(fā)生器自振特性、考慮基礎滑移的發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應進行了分析，并對發(fā)生器結(jié)構(gòu)的抗震性能進行了驗算，驗證了抗震性能滿足設計要求，為設備設計、制造和使用提供技術(shù)支持。

直流電壓發(fā)生器；抗震性能；自振特性；構(gòu)件強度；瞬態(tài)抗傾覆

直流高壓發(fā)生器是重要的電力試驗儀器，提供直流高壓源，專門用于檢測直流輸電工程換流變等電力設備的電氣絕緣強度和泄漏電流。該產(chǎn)品設計成功與否不僅在于功能是否達到初設，其抗震性能評估也是整個產(chǎn)品設計必不可少的一環(huán)。

1 發(fā)生器結(jié)構(gòu)概況

特高壓基地2000kV直流電壓發(fā)生器為室內(nèi)可移動高壓電氣試驗設備，高21.3m。該設備立面圖如圖1所示。發(fā)生器結(jié)構(gòu)底座高0.35米，為鋼結(jié)構(gòu)，底座質(zhì)量0.75kg，質(zhì)量約為5.117t。另外兩個高約2m的變壓器也安裝在底座上，通過保護電阻與發(fā)生器本體結(jié)構(gòu)相連接。發(fā)生器結(jié)構(gòu)主要由7根絕緣立柱組成，按照四排布置。立柱之間的斜撐從第一級柱開始呈Z字型布置，至發(fā)生器結(jié)構(gòu)的頂部。位于頂部的大屏蔽罩由槽鋼、鋼管、蒙皮組成。質(zhì)量為4.2t，由所有立柱共同支撐。發(fā)生器結(jié)構(gòu)明置于廠房內(nèi)的地基基礎表面，根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范(GB50011-2010)》[1], 該設備使用場地抗震設防基本烈度為7度（地震峰值加速度0.1g，第1組）,g=9.81m/s2為重力加速度。

根據(jù)《電力設施抗震設計規(guī)范（GB50260-2013）》[2]的要求，當場地的地震設防烈度為7度時，應分別在兩個水平方向輸入地震動進行發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反映分析。由于發(fā)生器結(jié)構(gòu)明置于場地表明,需進行可滑移狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)地震反應的過程分析，至少需輸入3條地震波（應有1條為根據(jù)規(guī)范反應譜人工生成的地震波）。

圖1 發(fā)生器結(jié)構(gòu)立面圖

2 發(fā)生器結(jié)構(gòu)的自振特性分析

2.1 分析模型與計算參數(shù)

根據(jù)發(fā)生器結(jié)構(gòu)的特點，計算所用的有限單元模型如圖3，其中絕緣管立柱和高壓硅堆均采用三維梁單元模擬，各立柱間的水平連桿與斜撐桿均采用桿單元模擬。

圖2 發(fā)生器結(jié)構(gòu)平面圖

圖3 發(fā)生器結(jié)構(gòu)的有限元模型

圖4 個柱底截面編號圖

根據(jù)發(fā)生器結(jié)構(gòu)的特點，計算所用的有限單元模型如圖3所示，其中絕緣管立柱和高壓硅堆均采用三維梁單元模擬，各立柱間的水平連桿與斜撐桿均采用桿單元模擬，分布在各節(jié)點上的頂部屏蔽罩、腰型均壓罩和各種非結(jié)構(gòu)組件的質(zhì)量用質(zhì)量單元來模擬，各個集中質(zhì)量單元施加于各自所在的節(jié)點處，大屏蔽罩內(nèi)的梁和桿采用三維梁單元模擬，底板使用殼單元和梁單元建模。這樣，在分析模型中共有52個桿單元、40個殼單元、627個三維梁單元和424個質(zhì)量單元，共有378節(jié)點和970個自由度。圖4為各立柱底部截面位置及編號，其中編號1和2為變壓器，為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，不驗算其抗震性能。

根據(jù)材料性能資料，絕緣立柱和高壓硅堆均為環(huán)氧玻璃絲纏繞管，其物理力學性質(zhì)如下：抗彎強度為470MPa，軸向抗壓強度為297 MPa，橫向抗剪強度為32 MPa。材料的密度、彈性模量分別為1890kg/m3、2.1x1010N/m2,泊松比取為0.35,底板的工字梁和殼均為Q235鋼，該材料的物理力學性質(zhì)如下：彈性模量為2.06x1011N/m2,泊松比為0.3，質(zhì)量密度為7850kg/m3,抗拉壓強度為215MPa。根據(jù)有關(guān)試驗資料[3]，發(fā)生器結(jié)構(gòu)的阻尼比取為0.0124，滿足規(guī)范不大于0.02的規(guī)定。

2.2 結(jié)構(gòu)自振特性

應用通用有限元程序ANSYS中的Block Lanczos方法，計算了發(fā)生器結(jié)構(gòu)的前20階振型，對應各階自振頻率及振型參與系數(shù)分別列于表1中。從振型參與系數(shù)的比較中可以看出，發(fā)生器結(jié)構(gòu)的第1階振型是以y方向（沿底板短軸方向）水平振動為主的振型，第4階振型是以x方向（沿底板長軸方向）水平振動為主的振型。

表1 發(fā)生器結(jié)構(gòu)的自振頻率及振型參與系數(shù)

3 考慮基礎滑移的發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應分析

3.1 動力方程

考慮基礎滑移的影響，對彈性發(fā)生器結(jié)構(gòu)進行地震反應計算，是符合明置式結(jié)構(gòu)地震反應的實際情況。為此，本節(jié)考慮基礎滑移的影響，用實體單元模擬底座及基礎，并在兩者之間生成基礎單元，采用通用有限元程序ANSYS軟件建模來計算結(jié)構(gòu)的滑移地震反應。

時程分析采用直接積分法，在計算中假定阻尼矩陣為Rayleigh比例阻尼[4]：

式中，[M][K]為質(zhì)量矩陣和剛度矩陣，系數(shù)αβ由第m、n階振型阻尼比當有：

結(jié)構(gòu)x方向前兩階頻率為f1=1.748Hz，f2=8.509Hz；y方向前兩階頻率為f1=1.057Hz，f2=4.040Hz。輸入地震波分別為EI Centro波，Taft波和人工波，三條波反應譜的卓越頻率分別為2.13Hz，2.85Hz，1.92Hz。由于發(fā)生器結(jié)構(gòu)在兩個水平方向的第2振型頻率都高于輸入地震波反應譜的卓越頻率，考慮到地震波頻譜特性對阻尼矩陣形成的影響，為此選擇與地震波輸入方向一致的結(jié)構(gòu)基頻和第2階自振頻率作為形成Rayleigh阻尼矩陣的兩個頻率參數(shù)，即

對于不同的地震輸入工況，采用表2中的頻率來形成Rayleigh阻尼矩陣。

表2 確定Rayleigh阻尼矩陣的兩個頻率參數(shù)

3.2 輸入地震波

所選取EI Centro波，Taft波和人工波的時程及反應譜如圖5所示，三條地震波的峰值加速度都調(diào)整為0.1g。

圖5 輸入水平地震波時程及其反應譜

3.3 計算結(jié)果

由于發(fā)生器結(jié)構(gòu)直接明置于地表之上，因此在發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應的計算中假定場地地基是剛性的，并同時考慮結(jié)構(gòu)自重的影響進行滑移地震反應計算。若滑移面為水磨石地表時，則取發(fā)生器結(jié)構(gòu)與水磨石地表之間的摩擦系數(shù)為0.2。考慮到水平地震輸入峰值為0.1g，在這樣強度的地震激勵下，結(jié)構(gòu)并不會發(fā)生滑移，因此在驗算發(fā)生器結(jié)構(gòu)的強度是否滿足抗震安全性要求時，結(jié)構(gòu)的地震反應計算以不會發(fā)生基礎滑移為前提條件，同時計入重力荷載的影響。由于圖4中的柱3、4、5、6的橫截面和連接狀態(tài)相同，柱789的橫截面和連接狀態(tài)相同，因此將發(fā)生器結(jié)構(gòu)中的7跟立柱分為兩類，以每一類立柱中水平連桿為兩類：連接柱56的水平連桿（以下簡稱水平連桿1）和連接柱789的水平連桿（以下簡稱水平連桿2）。

表3、4中列出了3條地震波不同水平方向激勵下這兩類柱底地震反應的峰值。斜連桿的最大軸力為26028.13N，水平連桿1的最大軸力為403.4N，水平連桿2的最大軸力為392.26N。

表3 x水平地震激勵下發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應值

表4 y水平地震激勵下發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應值

從表中屏蔽罩頂部位移的比較可以看出，y向（沿底座短軸方向）的地震作用效應明顯大于x向（沿底座長軸方向）的地震作用效應。

4 發(fā)生器結(jié)構(gòu)的抗震性能驗算

4.1 構(gòu)件強度驗算

由于各立柱都是圓形截面，按照表3、4中同一截面的最大地震內(nèi)力組合（即表3和表4中粗體表示的內(nèi)力值）進行抗震性能驗算，不區(qū)分輸入地震波，也不按照x、y方向的內(nèi)力值分別驗算，這樣做偏于安全，表5中列出了水平地震輸入下結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件強度安全系數(shù)的計算結(jié)果。數(shù)據(jù)表明，這些結(jié)構(gòu)構(gòu)件的強度安全性達到了要求。由于發(fā)生器結(jié)構(gòu)中各柱的柱底截面內(nèi)力最大，因此當這些柱底截面處的各項強度安全性指標達到要求時，其他各截面也必然滿足要求，不再一一復核。

表5 結(jié)構(gòu)構(gòu)件強度驗算（單位：MPa）

4.2 法蘭連接抗震性能驗算

根據(jù)在三種地震波激勵下的發(fā)生器結(jié)構(gòu)地震反應峰值，進行法蘭連接的抗震性能驗算，包括連接螺栓強度驗算和法蘭盤厚度驗算。

由于柱子的截面和連接分為兩類，下文分別對柱3-6和柱7-9進行驗算。

4.2.1 柱3-6法蘭連接驗算

由計算結(jié)果可知，立柱4-6與底座連接處的彎矩及剪力最大，對應的螺栓最不安全，由于各柱的螺栓布置相同，所以驗算立柱3-6底截面處法蘭的連接抗震性能，若滿足安全性要求，則其他截面處法蘭的攔截抗震性能也滿足要求。不再一一列出。立柱3-6底截面的彎矩和剪力分別為：35239N.m和12951N，該截面處不始終受壓，最大軸拉力為127223N。柱下螺栓布置為12xM20，強度均為8.8級，有效直徑為17.65mm，有效面積為245mm2，為A級普通螺栓。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GB50017-2001）》,螺栓的抗剪強度

①支座處螺栓抗剪強度驗算

螺栓在水平地震時的承剪面積為

②支座處螺栓抗拉性能驗算

當螺栓受壓彎共同作用時，一個螺栓所對應的管壁段中的拉力為：

截面上的螺栓不完全受拉，按照規(guī)范繞旋轉(zhuǎn)軸②轉(zhuǎn)動，則有：

根據(jù)《高聳結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GBJ50135-2006）》[7]和《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設計技術(shù)規(guī)范》（DL/T 5154-2002）[8]中相關(guān)規(guī)定，同時參考了《大型法蘭盤在輸電塔中的應用研究》[9]，法蘭盤底板必須平整，其厚度t應按下式計算，且對小型塔不小于16mm。

式中：t為法蘭底盤板厚度；Mmax為法蘭盤鋁材抗彎強度設計值，取為35MPa。Mmax可以由式（4）計算確定。

其中可以查表得到， q可由式（5）計算得到。

式中Lx為相鄰兩螺栓間的圓弧長度，Ly為兩螺栓間扇形面積的等效矩形的短邊長度。

表6 彎矩系數(shù)

取底截面處法蘭進行驗算（此為最不利截面），此處軸力為127223N，經(jīng)計算法蘭板承受的均布壓應力為q=2.01N/mm2，Lx=151.8mm，Ly=90mm,則查表可得：

由上式求得t=22.23mm,實際設計厚度為120mm，滿足要求，同時參考建筑結(jié)構(gòu)中的《高聳結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GBJ50135-2006）》,也滿足不小于16mm的要求。

4.2.2 柱7-9法蘭連接驗算

由計算結(jié)果可知，立柱7-9與底座連接處的彎矩及剪力最大，對應的螺栓最不安全。由于各柱的螺栓布置相同，所以驗算立柱7-9底截面處法蘭的連接抗震性能，若能滿足安全性要求，則其他截面處法蘭的鏈接抗震性能亦可。立柱4底截面的彎矩和剪力分別為：5390N.m、2218N，該截面處不始終受壓，最大軸拉力為14696N。柱下螺栓布置為8xM16，強度均為8.8級，有效直徑為14.12mm,有效面積s為156.7mm2，為A級普通螺栓。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GB50017-2003）》[6]，螺栓的抗剪強度為，抗拉強度

（1）支座處螺栓抗剪強度驗算

（2）支座處螺栓抗拉性能驗算

當螺栓受壓彎共同作用時，一個螺栓所對應的管壁段中的拉力為：

截面上的螺栓不完全受拉，按照規(guī)范繞旋轉(zhuǎn)軸②轉(zhuǎn)動，則有：

滿足要求。

（3）法蘭連接板厚度的驗算

同上取底截面處法蘭進行驗算（此為最不利截面），此處軸力為14696N,經(jīng)計算法蘭板承受的均布壓應力為,則查表得到

由上式求得t=12.88mm，實際設計厚度為15mm，滿足要求，但設計厚度略小于《高聳結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GBJ50135-2006）》中不小于16mm的要求。由于《電力設施抗震設計規(guī)范（GB50260-2013）》中沒有對連接法蘭最小厚度提出具體要求，列出建筑結(jié)構(gòu)中《高聳結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GBJ50135-2006）》僅供參考。

在人工作用下，發(fā)生器結(jié)構(gòu)底座的滑移位移和殘留位移值最大，分別為4.69cm和4.1cm。建議發(fā)生器周邊建筑物及相關(guān)設備至少相距15cm以上，以防止地震時碰撞發(fā)生。

4.3 發(fā)生器結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)抗傾覆穩(wěn)定性驗算

通過仿真可以得出，在EI Centro波、Taft波、人工波沿短軸水平方向作用于結(jié)構(gòu)時，發(fā)生器結(jié)構(gòu)的最小抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)為分別為2.069、1.9886和1.6838；當三條地震波沿長軸水平方向作用與結(jié)構(gòu)時，發(fā)生器結(jié)構(gòu)的最小抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)為分別為2.2121、3.5801和2.7224。這再次表明y向（沿底座方向）的地震作用效應明顯大于x向（沿底座長軸方向）的地震作用效應。當把結(jié)構(gòu)的阻尼比提高到規(guī)范規(guī)定的上限制2%且地震波作用于y向時，發(fā)生器結(jié)構(gòu)的最小抗傾覆穩(wěn)定系數(shù)為分別為2.1803、2.1855和1.7741，略高于阻尼比為1.24%的計算結(jié)果。

5 結(jié)論

根據(jù)直流電壓發(fā)生器安裝現(xiàn)場提供的數(shù)據(jù)建模，評估直流電壓發(fā)生器抗震性能，結(jié)果如下：直流電壓發(fā)生器結(jié)構(gòu)滿足強度方面、抗傾覆穩(wěn)定性要求，常態(tài)下無滑移危險，滿足抗拉強度要求，符合受力計算要求。

[1] 中華人民共和國國家標準.建筑抗震設計規(guī)范（GB 50011-2010）[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.

[2] 中華人民共和國國家標準.電力設施抗震設計規(guī)范（GB 50260-2013）[S].北京：中國計劃出版社，2013.

[3] 同濟大學土木工程防災國家重點實驗室.常州東芝2000kV/30mA直流電壓發(fā)生器結(jié)構(gòu)抗震性能分析研究報告[R].2010年5月.

[4] R.W.Clough and J.Penzien.Dynamics of Structure.New York:McGraw Hill,Int[M].1993.

[5] 董云,樓夢麟.基于結(jié)構(gòu)基頻確定Raylwigh阻尼系數(shù)的優(yōu)化方法機器討論[J].湖南大學學報（自然科學版），2014,41(2)：8-13.

[6] 中華人民共和國國家標準.鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GB 50017-2003）[S].北京：中國計劃出版社，2003.

[7] 中華人民共和國國家標準.高聳結(jié)構(gòu)設計規(guī)范（GB 50135-2006）[S].北京：中國計劃出版社，2006.

[8] 中華人民共和國電力行業(yè)標準.架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設計技術(shù)規(guī)定（DL/T5154-2001）[S].北京.電力規(guī)劃出版社，2002.

[9] 馮德奎.大型法蘭盤在輸電塔中的應用研究[D].同濟大學碩士學位論文，2007.

Seismic Performance Assessment of 2000kV DC Voltage Generator Based on ANSYS Model

WANG Shao-hua1, SUN Hong-yan2
(1 M&T Center of EHV Power Transmission Co., Ltd., of CSG, Guangzhou 510663, China;2 Guangdong Huianhengda Management Consulting Co., Ltd., Foshan 528200, China)

The seismic performance of 2000kV DC voltage generator is studied. Through modeling and simulation,the natural vibration characteristics of the 2000kV DC voltage generator and the structure of the generator with the base slip are analyzed, and the seismic performance of the generator structure is checked. It is proved that the seismic performance meets the design requirements, and provides technical support for the design, manufacture and use of the equipment.

DC voltage generator; seismic performance; natural vibration characteristics; component strength;transient anti overturning

TM933.2

A

1672-2841（2016）03-0022-06

2016-07-10

王少華，男，工程師，碩士，研究方向為電力工程及輸配電技術(shù)。