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.國網新疆電力有限公司電力科學研究院，新疆 烏魯木齊 830000;2.新疆鐵道職業技術學院，新疆 烏魯木齊 830000;3.國網新疆電力有限公司，新疆 烏魯木齊 830000;4.中國電力科學研究院有限公司，北京 100192)

0 引言

特高壓換流站閥廳內各類金具起著傳遞機械、電氣負荷和對主要設備進行電磁防護的作用。閥廳內各類金具起著傳遞機械、電氣負荷和對主要設備進行電磁防護的作用。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，分為屏蔽器保護金具和不帶屏蔽裝置金具；按照管母端連接個數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。典型金具結構包括以下模塊：一是導流部分，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線組成；二是屏蔽結構，包括各式屏蔽球和屏蔽環等；三是起支撐和固定管母以及屏蔽球作用的支撐裝置。

極限承載力設計理論所依據的是極限強度理論，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力不大于破壞時的極限承載力除以安全系數。因此只有結構的極限承載力得以準確評估后，結構安全系數更為精確、科學的取值才會有意義，結構的安全度才能得到充分的保證。

對于金具結構的極限承載力評估，我們可以用載荷增量法來確定。根據金具的結構特點，進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，為后續的抗震性能計算提供基礎。

1 避雷器金具極限承載力試驗研究

1.1 試驗試件型

CBH避雷器金具結構如圖1所示，主要配件標注如下：標注1為屏蔽球，標注2和3為管母金具本體，標注4為螺桿，標注5為萬向節，標注6和7為支撐桿，標注8為懸吊支撐。由于極限承載力試驗更關注金具結構的承載能力，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相連接，由于螺桿頂端為懸吊支撐，因此螺桿會發生彎曲變形，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，當作動力突然下降50 %以上時，試驗程序認定金具結構件發生破壞，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，不屬于大跨度設施和長懸臂結構，因此根據《電力設施抗震設計規范》，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效應。

金具在水平雙向地震載荷作用下時，根據《建筑抗震設計規范》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°。

為了體現地震作用的扭轉效應，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，根據實際安裝情況確定偏心距，在本金具偏心距設為4 cm，如圖4所示，作動器的一個分力F1將產生扭矩，以模擬地震作用的扭轉效果；另一個分力垂直向外，將金具拉伸。采用力分級加載的方式，直至金具結構發生破壞，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場照片如下圖5所示，八根導電帶不受力，當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相連接，由于螺桿頂端為懸吊支撐，因此螺桿會發生彎曲變形，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，當作動力突然下降50 %以上時，試驗程序認定金具結構件發生破壞，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 試驗結果分析

試驗金具數量為兩個，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，金具螺桿發生明顯的彎曲變形，支撐桿與萬向節連接處發生明顯斷裂，拆卸金具后，發現螺桿也斷裂，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。試驗結束后，該避雷器金具發生了兩處斷裂，分別是支撐桿與萬向節連接處發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。根據行業標準《高壓配電裝置設計技術規程》可知荷載短時作用時，金具的安全系數不應小于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加載試驗研究

2.1 試驗方案

避雷器金具低周反復加載試驗中，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 試驗結果分析

試驗按上述加載制度加載。試驗中金具變形狀態同極限承載力試驗，中間圓桿出現彎曲變形，破壞狀態是限位架與管母連接的焊縫處出現裂縫至斷裂，破壞狀態圖見圖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加載試驗破壞狀態

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，該滯回曲線的相關參數如下，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支撐。

圖13 402H金具雙線性模型滯回曲線相關參數

(2)通過對換流站閥廳避雷器金具開展低周反復加載試驗，得到了該類型金具的滯回性能曲線，從而為進一步研究該類型金具在互聯設備回路中的抗震性能提供技術支撐。

(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)。