引言

瓷柱型高压电气设备为变电站常见的室外高压电气设备，包含电流互感器、电压互感器、断路器、避雷器、隔离开关等，是电力系统的重要组成部分，对电力系统的正常运行至关重要，在近几十年国内外灾害性大地震中，高压电气设备损坏情况较严重（Lau等，1995； 刘如山等，2010，2013；尤红兵等，2013），造成电力系统失效，带来了巨大的经济损失，研究此类设备的抗震性能并提高其抗震能力具有重要意义。

瓷柱型电气设备抗震能力较差，一方面是因为此类设备长细比大、重心高，绝缘部分为瓷套管，其为脆性材料，抗弯能力差，在地震作用下瓷套管根部承受较大的弯矩，导致该位置易断裂，已有地震震害资料显示，该类设备的主要破坏形式为瓷套管根部漏油、开裂、折断、倾斜等；另一方面是因为此类设备自振频率一般为1～10 Hz，与地震动卓越频率较接近，在地震中易发生共振，放大设备的动力响应（杨长青，2011）。

国内外学者近年来开展了瓷柱型电气设备抗震性能和减隔震研究。张军等（2011）进行了220 kV绝缘子及避雷器振动台试验，研究了电气设备抗震性能并提出提高设备抗震能力的建议；柳永玉等（2010）建立500 kV电流互感器有限元模型，使用振型分解法分析了设备抗震能力，结果显示该互感器满足抗震设防烈度9度地区的使用要求；卢智成等（2015）进行了TYD100型电容式电压互感器抗震试验研究，分析了设备抗震能力；Dusick等（2013）对采用摩擦弹簧附加阻尼装置减震的115 kV电流互感器进行了足尺振动台试验，使用阻尼装置后互感器质心加速度减少了50%；Kar等（1996）研究了装有附加摩擦式阻尼弹簧的300 kVSF6型断路器地震响应，试验表明这种方法增加了结构阻尼，有利于减震；Alessandri等（2015）研制了钢丝绳新型隔震装置，并进行高压断路器隔震体系数值分析与试验，证明了隔震装置能够提高设备抗震性能；Ju等（2013）以LW15-550 Y型高压SF6断路器为研究对象，设计铅合金橡胶减震支座隔震装置并进行有限元分析，结果表明减震装置能够明显降低设备地震响应；张雪松等（2013）研究了安装新型铅减震器的550 kV氧化锌避雷器动力特性，安装减震器后阻尼比增大了3倍，达到了一定减震效果；李圣等（2015）进行了单个减震装置的拉压循环加载试验和加装减震装置的1 000 kV避雷器振动台试验，使设备自振频率降低，阻尼比增大，动力特性得到改善；柏文等（2016，2018，2019）基于调谐质量阻尼器理论，设计了多重环式调谐质量阻尼器（MRTMD）、多重环式质量阻尼器（MTMD）和基于基础隔震与调谐质量阻尼器（BI-TMD）混合控制装置，将装置作用于瓷柱型电气设备进行了振动台减震试验及有限元分析，结果均表明装置具有良好的减震效果；尚守平等（2016）介绍了基础隔震的基本原理、必要条件和常见的隔震装置，对相关设备设施减隔震研究现状和发展趋势进行了总结。

本文选取LB-110型电流互感器开展了振动台试验，研究电流互感器抗震性能，同时以滑动自复位隔震支座为隔震措施，验证隔震支座隔震效果。

1.   隔震支座工作原理与构造

本试验采用的隔震支座为滑动式自复位隔震支座。隔震支座水平面为正方形，尺寸为0.68 m×0.68 m，隔震支座总高度为0.168 m。隔震支座主要包括4套滑动组件、2套摩擦耗能组件、4套自复位弹簧组件和上中下钢板面组成，其构造如图1所示。2套滑动组件平行在同一水平面且与另外2套滑动组件垂直布置在不同平面，滑动自复位隔震支座移动方向只有2个垂直方向，1套滑动组件由1根辊轴和2个滑块组成，辊轴分别固定在上下板；滑块固定在中层板上，2块滑块包裹着辊轴，可沿着辊轴纵向移动；自复位弹簧每组4根，弹簧理论刚度为79 000 N/m，实际刚度为83 471.2 N/m，两端斜拉分别连接上中板、中下板，弹簧预先设置为张拉状态，支座移动后通过弹簧拉力复位。隔震支座摩擦元件在平面内与弹簧平行方向的摩擦力为140 N，与平面内另一垂直方向的摩擦力为150 N。

图 1  滑动自复位隔震支座

Figure 1.  Sliding self-resetting isolation bearings

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滑动自复位隔震支座工作原理为：在地震作用下，传递到隔震支座的地震响应未达到自复位弹簧预先张拉的弹力时，支座保持不动，超过之后，滑块在辊轴上滑动，摩擦组件消耗能量，最后通过自复位弹簧完成复位，达到隔震耗能的效果。隔震支座位移限值为180 mm。

2.   试验设计

2.1   试验设备与平台

本次试验对象为变电站典型的瓷柱型电流互感器，试验在实验室振动台上进行。试验设备和环境如图2所示，传感器分布如图3所示。

图 2  安装于振动台的互感器

Figure 2.  Transformer on shake table

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图 3  传感器布置示意

Figure 3.  Schematic diagram of sensor arrangement

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振动台台面尺寸为3.5 m×3.5 m，最大设计承载力为60 kN，水平向最大行程为±0.25 m，水平向最大速度为2.4 m/s，水平向最大加速度为4 g。选用的电气设备为110 kV电流互感器，包括互感器本体和钢支架，互感器本体总重550 kg，高2.2 m，油重130 kg，瓷套管极限应力为50 MPa，弹性模量为70 GPa；钢支架重约200 kg，高2.5 m，内径0.263 m，外径0.273 m。隔震支座安装在钢支架与电流互感器本体之间，为便于观测对比有无隔震支座时电流互感器地震响应，在振动台上放置了1个无隔震支座的电流互感器（图2）。

试验使用三向加速度计、拉线位移计和应变片记录关键位置加速度、位移和应变响应。已有研究表明，瓷柱型电气设备在地震作用下因瓷套管根部受到较大的弯矩而破坏。如图3所示，为观测不同位置的加速度、位移和应变响应，在振动台台面、钢支座顶部、互感器瓷套管根部与顶部、隔震支座顶部分别布置加速度计和位移计；在隔震支座顶板处布置位移计和加速度计；在电流互感器瓷套管根部沿东西南北向布置应变片。

2.2   试验地震动输入

振动台试验地震波的选择较重要，考虑不同场地的影响，本试验选择了El Centro波、Taft波和人工合成地震波，El Centro波、Taft波属于Ⅱ、Ⅲ类场地典型地震波，人工波通过软件SIMQKE_GR生成，适合Ⅳ类场地，根据GB 50260—2013《电力设施抗震设计规范》第6.3.7条规定，结构阻尼比取2%。地震动加速度时程和加速度反应谱如图4所示。

图 4  输入地震动信息

Figure 4.  Input ground motion records

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设置x向为水平面与互感器铭牌面的交线方向，对应实验室东西水平方向。y向为水平面内与x向垂直的方向，对应实验室南北水平方向。x、y向均在水平面内，z向为竖直向。试验依次输入峰值加速度为0.2 g、0.3 g、0.4 g的地震动，分别从x、y、x+y和x+y+z组合方向进行激励。当x+y和x+y+z向地震动组合时，3个方向的组合系数分别设为1、0.85、0.65。设置x、y向激励是为了测试单向输入地震动时电流互感器特性和隔震支座水平向性能，并与x+y向激励时对比，x+y向激励更符合远场地震动水平向实际特性；x+y+z向输入地震动是测试加入竖向激励时，对隔震支座性能的影响。对于近场地震动来说，竖向地震动成分的影响不可忽视。

3.   振动台试验结果分析

3.1   模态分析

输入PGA为0.1 g的单向白噪声，测得试验前后110 kV电流互感器有无隔震时瓷套管顶部水平面内垂直方向1阶自振频率，如表1所示。由表1可知，无隔震支座电流互感器试验前后瓷套管顶部x、y向自振频率无变化；设置隔震支座的自振频率变化率为7.5%、11.9%，可认为电流互感器未损坏。隔震设备与无隔震设备相同方向的自振频率差别较大，隔震支座明显降低了电流互感器自振频率。电流互感器安装隔震支座后，其x向自振频率由试验前的1.47 Hz变为1.58 Hz，y向自振频率由试验前的1.26 Hz变为1.47 Hz，2个方向均有微小变化，这可能是由于隔震装置经过地震动激励后，弹簧自复位位置有所改变导致的。

表 1  电流互感器自振频率（单位：赫兹）

Table 1.  Natural frequency of current transformer （Unit: Hz）

隔震支座设置情况	试验前			试验后
	x向	y向		x向	y向
无隔震支座	4.20	3.61		4.20	3.61
滑动自复位隔震支座	1.47	1.26		1.58	1.47

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3.2   位移响应

3.2.1   瓷套管顶部-根部相对位移

瓷套管顶部-根部相对位移是表示地震动作用下设备振动幅度的重要指标之一，能够直接反映地震动响应的剧烈程度。以El Centro波为例，不同地震动强度、不同激励方向输入El Centro波时各工况下瓷套管顶部-根部最大相对位移如表2所示（Taft波和人工波类似）。定义隔震率为相同方向无隔震时电流互感器瓷套管顶部-根部最大相对位移和有隔震时的最大相对位移差值与无隔震时最大相对位移的百分比。

表 2  El Centro波作用下瓷套管顶部-根部最大相对位移

Table 2.  Maximum relative displacement of porcelain top-porcelain root under El Centro

峰值加速度	激励方向	x向最大相对位移/mm		隔震率/%	y向最大相对位移/mm		隔震率/%
		无隔震	隔震		无隔震	隔震
0.2 g	x	10.2	3.2	68.6	3.3	1.3	60.6
	y	2.5	0.9	64.0	4.4	3.6	18.2
	x+y	9.0	4.1	54.4	6.6	4.4	33.3
	x+y+z	11.4	6.4	43.9	9.7	7.0	27.8
0.3 g	x	16.2	7.7	52.5	5.0	2.4	52.0
	y	3.8	1.9	50.0	7.8	7.0	10.3
	x+y	14.6	9.4	35.6	13.4	7.2	46.3
	x+y+z	17.2	19.3	−12.2	15.6	11.0	29.5
0.4 g	x	23.4	21.0	10.3	8.1	4.6	43.2
	y	4.4	3.4	22.7	13.6	13.1	3.7
	x+y	21.1	25.5	−20.9	16.7	12.8	23.4
	x+y+z	24.5	61.1	−149.4	20.5	20.1	2.0

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由表2可知，在峰值加速度为0.2 g、0.3 g、0.4 g的地震动作用下，x向相对位移的平均隔震率分别为57.7%、31.5%、−34.3%，y向相对位移的平均隔震率分别为35.0%、34.5%、18.0%，随着地震动强度的增加，隔震率稍微有所下降，安装滑动自复位隔震支座在地震动强度较低时能够减少瓷套管顶部相对瓷套管根部的位移，具有较好的隔震效果，地震动强度增加，隔震支座对瓷套管顶部-根部相对位移的减少作用降低，最后反而增大了相对位移响应；y向相对位移相较于x向变化平缓；相同峰值加速度激励下，三向地震激励时无隔震和有隔震工况下的最大相对位移均最大，与水平x+y向激励相比，加入竖向地震动激励时，隔震效果有所减弱。

x+y+z向输入0.4 g El Centro波时x向时程曲线如图5所示。由图5（a）可知，除隔震支座接近和超过设计位移限值时段，其余时段隔震设备的相对位移较无隔震设备小。当x+y向输入峰值加速度为0.4 g、x+y+z向输入峰值加速度为0.3 g、0.4 g的El Centro波作用时，均出现了隔震率为负值的情况，这是由于隔震支座位移接近或达到了设计位移限值，产生类似“惯性翻倒”的现象。由图5（b）可知，隔震支座相对位移接近或超过设计位移限值时，瓷套管顶部-根部相对位移起伏较大，且变化趋势基本一致。

图 5  x+y+z向输入0.4 g El Centro 波时x向相对位移时程曲线

Figure 5.  Time history of relative displacement in x direction when 0.4 g El Centro wave is input in x+y+z direction

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x向在0.3 g地震动激励下瓷套管顶部-根部x向相对位移时程曲线如图6所示。由图6可知，隔震支座相对位移未接近设计限值之前，不同地震波作用下，有隔震支座的瓷套管顶部-根部相对位移响应减小作用均较明显。对于不同地震波形而言，隔震支座隔震作用时间段有所差别，如对于El Centro波，尾部隔震效果较明显，而对于Taft波而言，头部隔震效果较明显。

图 6  x向0.3 g地震动激励下瓷套管顶部-根部x向相对位移时程曲线

Figure 6.  Time-history diagram of relative displacement in x direction of porcelain top-porcelain root under 0.3 g x-direction seismic excitation

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3.2.2   隔震支座相对位移

各工况下隔震支座x向相对位移如图7所示。由图7可知，隔震装置在El Centro 波作用下的平均相对位移最大，其次为Taft波。输入峰值加速度＜0.4 g时，隔震支座相对位移最大值均小于其位移限值180 mm；输入峰值加速度为0.4 g时，El Centro 波作用下隔震支座相对位移最大值接近或者超过180 mm；x+y+z向输入人工波时，隔震支座相对位移接近180 mm。综上所述，输入峰值加速度为0.4 g时，部分工况下隔震支座相对位移超过或接近其位移限值180 mm，与试验现象相符，隔震支座不宜使用于更高地震动强度地区。

图 7  隔震支座x向相对位移

Figure 7.  Relative displacement value of isolation bearing in x direction

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3.3   加速度

本次试验中三向加速度计沿着电流互感器高度方向分别布置在台面、钢支架顶部、瓷套管顶部和根部。定义放大系数为无隔震瓷套管顶部峰值加速度与台面峰值加速度的比值。

x向地震动激励下设备x向峰值加速度如表3所示。由表3可知，安装滑动自复位隔震支座的电流互感器瓷套管顶部峰值加速度远小于无隔震的情况，隔震率均在80%以上，0.2 g、0.3 g、0.4 g地震动作用下的平均隔震率分别为83.6%、88.6%、90.5%，隔震支座能够明显降低电流互感器加速度响应，电流互感器加速度放大系数为3～8。

表 3  x向地震动激励下设备x向峰值加速度

Table 3.  x-direction peak acceleration value of equipment under x-direction seismic excitation

地震动峰值加速度/g	地震波	台面峰值加速度/g	瓷套管顶部峰值加速度/g		放大系数	隔震率/%
			有隔震	无隔震
0.2	El Centro	0.27	0.15	1.00	3.70	85.00
	Taft波	0.20	0.18	0.98	4.90	81.63
	人工波	0.19	0.17	1.08	5.68	84.26
0.3	El Centro	0.39	0.21	1.65	4.23	87.27
	Taft波	0.29	0.17	2.10	7.24	91.90
	人工波	0.27	0.22	1.64	6.07	86.59
0.4	El Centro	0.51	0.25	2.86	5.61	91.26
	Taft波	0.41	0.20	2.01	4.90	90.05
	人工波	0.37	0.27	2.78	7.51	90.29

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x向0.2 g地震动激励下，瓷套管顶部x向加速度时程曲线如图8所示，由图8可知，3种波形下安装隔震支座的电流互感器加速度响应均较小，隔震支座隔震效果明显。

图 8  x向0.2 g地震动激励下瓷套管顶部x向加速度时程曲线

Figure 8.  Acceleration time history in x direction of porcelain top under 0.2 g x seismic excitation

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3.4   应变

近年来灾害性地震一再证明瓷柱型电气设备薄弱环节主要为瓷套管根部。本试验在瓷套管根部东西向（x向）和南北向（y向）布置了应变片。x向地震动激励时电流互感器瓷套管根部x向最大应变如表4所示。

表 4  x向地震动激励下瓷套管根部x向最大应变值

Table 4.  Maximum strain value of porcelain root in the east-west direction under x-direction seismic excitation

地震动峰值加速度/g	地震动	无隔震最大应变值			有隔震最大应变值		隔震率/%
		东	西		东	西
0.2	El Centro波	19.8×10−6	105.2×10−6		92.3×10−6	68.4×10−6	12.2×10−6
	Taft波	18.0×10−6	126.0×10−6		84.1×10−6	114.4×10−6	9.2×10−6
	人工波	20.3×10−6	65.0×10−6		38.0×10−6	45.9×10−6	29.4×10−6
0.3	El Centro波	31.5×10−6	112.8×10−6		77.7×10−6	92.1×10−6	18.4×10−6
	Taft波	30.6×10−6	135.1×10−6		72.5×10−6	80.7×10−6	40.2×10−6
	人工波	27.4×10−6	105.4×10−6		78.4×10−6	96.7×10−6	8.3×10−6
0.4	El Centro波	49.2×10−6	267.0×10−6		96.2×10−6	162.3×10−6	39.2×10−6
	Taft波	33.8×10−6	323.3×10−6		62.1×10−6	116.1×10−6	58.3×10−6
	人工波	41.5×10−6	271.0×10−6		134.8×10−6	54.2×10−6	50.3×10−6

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由表4可知，x向输入峰值加速度为0.2 g、0.3 g、0.4 g的地震波时，El Centro波、Taft波和人工波平均隔震率分别为16.9%、22.3%、49.3%，随着峰值加速度的增大，隔震效果越来越好，隔震率最高可达58.3%。输入峰值加速度为0.4 g的Taft波时，无隔震电流互感器最大应变为323.3×$ {10}^{-6} $，陶瓷材料弹性模量约为70 GPa，此时瓷套管根部最大拉应力为22.6 MPa，未超过陶瓷材料极限拉应力29.9 MPa，在0.4 g峰值加速度地震波作用下，电流互感器未损坏，与试验现象相符。另外，从试验结果数据看，y向加载激励时的应变响应规律与x向应变响应规律基本一致。

x向0.4 g地震动激励时瓷套管根部应变时程曲线如图9所示。由图9可知，有隔震设备瓷套管根部应变相较于无隔震设备时有所降低，这表明隔震支座能够降低电流互感器瓷套管根部应变响应。

图 9  x向0.4 g地震动激励时瓷套管根部应变时程曲线

Figure 9.  Strain time history of porcelain root under 0.4 g x seismic excitation

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4.   结论

基于110 kV瓷柱型电流互感器，通过在互感器本体底部安装滑动式自复位隔震支座并与无隔震设备进行振动台试验对比，研究在隔震支座作用下电流互感器的动力响应，得到以下结论：

（1）振动台试验前后无隔震/隔震电流互感器自振频率变化较小，可认为设备未损坏。

（2）安装滑动自复位隔震支座的电流互感器在El Centro波、Taft波和人工波作用下，自振频率明显降低，互感器瓷套管顶部峰值加速度降低了80%以上，隔震支座明显降低了电流互感器加速度响应；互感器瓷套管顶部-根部相对位移平均降低了50%左右，瓷套管根部应变响应有所降低。综上可知隔震支座具有良好的隔震效果。

（3）有隔震和无隔震电流互感器在El Centro波、Taft波和人工波作用下，地震动峰值加速度达到0.4 g时瓷套管根部最大应力为22.6 MPa，未超过瓷套管极限应力，有无隔震的电流互感器均未损坏。

（4）在3条地震波作用下，无隔震电流互感器瓷套管顶部加速度放大系数为3～8。

（5）在x+y+z向输入地震动强度为0.3 g、0.4 g的El Centro波时，隔震支座上、下板相对位移接近或超过设计的位移限值180 mm，隔震设备互感器瓷套管顶部-根部相对位移较无隔震时大，这是由于隔震支座位移接近或达到了设计位移限值，产生类似“惯性翻倒”现象。

（6）加入竖向地震激励后，隔震支座隔震效果有所减弱。

在后续的试验工作中，需对滑动自复位隔震支座滑动限值、阻尼阈值与阻尼大小、自复位隔震支座弹簧强度等取值进行测试，并进一步测试隔震支座安全可靠性。