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白噪声(WN4) 人工波 El波 Taft波 白噪声(WN5) 人工波 El波 Taft波 白噪声(WN6)
0.6 g 0.6 g 0.6 g 1.0 g 1.0 g 1.0 g
Table 4. The first natural frequency (Hz) of current transformer under seismic test 表4. 电流互感器抗震试验第一阶固有频率(Hz)
设备工况 220 kV电流互感器
WN1 试验前 6.95
WN2 0.1 g 6.88
WN3 0.2 g 6.76
WN4 0.4 g 6.71
从表4中可以看出四次抗震试验在逐渐提高加载加速度的情况下，电流互感器的第一阶固有频率变化不大。 在电流互感器的减振试验中，其模态试验测得的第一节固有频率结果，如表5所示。
Table 5. The first natural frequency (Hz) of current transformer under shock absorption test 表5. 电流互感器减震试验第一阶固有频率(Hz)
设备/工况 220 kV电流互感器
WN1 试验前 5.74
WN2 0.1 g 5.37
WN3 0.2 g 4.45
WN4 0.4 g 4.84
WN5 0.6 g 5.35
WN6 1.0 g 5.3
由表5可以看出，在六种工况下，电流互感器的固有频率随着加载加速度的逐渐增大，呈现出先减小后增加的趋势，此种现象表明整个电流互感器减震系统并没有大的损伤。在0.1 g和0.2 g的工况下，第一阶固有频率略有减小可能是由于减震位置的螺栓处出现非常微小松动，使得其刚度略有减小导致；而在后面几种加载加速度逐渐提高的工况下，减震器会发挥作用，从而引起固有频率略有上升，但是也达不到加载之前的第一阶固有频率的量值。总而言之，无论是固有频率值的减小还是增大，均不显著。
由表4，表5对比可以看出，减震情况下的设备的固有频率比抗震情况下有所减小，从而可以看出安装减震器之后对系统的整体特性有所影响，会使得电流互感器减震系统的刚度略有下降，但其影响程度在可以接受的范围之内。
4. 电流互感器顶部响应分析
4.1. 顶部位移结果及分析
实验选取电流互感器顶部位置为主要观测点之一，为分析设备的地震响应，对不同的实验波形进行分析比较。
在抗震情况下分别取加速度为0.1 g、0.2 g、0.4 g，在减震情况下分别取加速度为0.1 g、0.2 g、0.4 g，0.6 g、1 g，根据顶部测点位置，三种地震波形输入时，无论是在抗震工况还是减震工况下，对电流互感器的顶部位移的影响均不显著。下面仅以El-Centro波形为例，分析El-Centro波作用下的顶部位移的抗震、减震峰值情况如图4所示。
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Figure 4. Peak displacement of seismic & shock absorption using El-Centro wave 图4. El-Centro波输入时，顶部位移的抗震减震峰值
从图4中可以看出在El-Centro波情况下，电流互感器的减震效果并不理想，El-Centro波随着加速度的增加，效果均不显著。因此，减震器对220 kV电流互感器顶部位移的减震作用虽然不明显，但是增加加载加速度后，还是存在着顶部位移微小的减弱的折线部分。
4.2. 顶部加速度结果及分析
根据顶部测点位置分析在人工波、El-Centro波和Taft波工况下的顶部加速度的频谱峰值情况如图5所示。
Figure 5. Top acceleration seismic shock absorption spectrum peak under
different working conditions
图5. 不同工况下顶部加速度抗震减震频谱峰值
从图5中可以看出，在人工波、EL-Centro波和Taft波三种波形输入的情况下，减震器对电流互感器
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有明显的减震效果，顶部加速度出现明显减弱。
对于人工波，在抗震试验中，其频谱峰值比另外两种波形要高许多。但是在减震器的作用下，在0.1~0.4 g的范围内，顶部加速度频谱峰值下降显著。在0.6~1 g范围内，顶部加速度频谱峰值不但没有增加，反而比减震试验0.4 g时的频谱峰值有明显下降，此结果表明在人工波输入的情况下，地震输入强度越高，减振效果越显著。
对于El-Centro波，在抗震试验中，其频谱峰值比另外两种的均要低。在减震器作用下，在0.1~0.4 g范围内，顶部加速度频谱峰值下降也比较显著。在0.6~1 g范围内，顶部加速度频谱峰值比减震试验0.4 g时的频谱峰值仅仅略有上升。
对于Taft波，在抗震试验中，其频谱峰值位于另外两种波形的中间，在减震器作用下，在0.1~0.4 g范围内，顶部加速度频谱峰值在0.2 g时下降较少，但是在0.1 g和0.4 g时下降显著。在0.6~1 g范围内，顶部加速度频谱峰值有较大升高，特别在1 g时显著升高，但仍未超过0.4 g时抗震的频谱峰值。
因此，可以看出减震器对该电流互感器在输入不同地震波形及不同地震强度的工况下，均体现了比较显著的减震效果。
5. 电流互感器减震位置响应分析
电流互感器的减震位置的响应在抗震试验和减振试验中，可以显示出安装减震器前后的响应变化情况，从而表明减震器是否起作用。为了便于描述减震位置的响应，引入无量纲的加速度放大系数[13]，其定义为：减震位置加速度与地震台加速度之比。在抗震工况下，放大系数的大小显示出电流互感器与地震试验台的连接板在地震波输入时的效果，如表6所示；而在减振工况下，放大系数的大小可以显示出电流互感器与地震台的连接板与减震器在地震波输入下的效果，如表7所示。
根据表6，在抗震工况下，不同地震输入波形对电流互感器的加速度放大系数的影响不同，在人工波输入和Taft波输入时，随着输入地震加速度的增加，放大系数有所下降，表明减振位置的加速度响应增加比地震加速度的增加慢，相对来说，比较安全。而对于El-Centro波输入，随着输入地震加速度的增加，放大系数有所增加，表明随着地震加速度的增加，减振位置的加速度响应也会增加，但是增加幅度较小。
Table 6. The amplification factor of acceleration of shock absorption position under different working conditions 表6. 不同抗震工况下减震位置的加速度放大系数
地震加速度
0.1 g
人工波
0.2 g 0.4 g 0.1 g
El-Centro 波
0.2 g 0.4 g 0.1 g
Taft波
0.2 g 0.4 g
放大系数 1.25 1.10 1.09 1.11 1.19 1.32 1.18 1.17 1.13
根据表7，在减振工况下，随着输入地震波的不同，减振位置的加速度放大系数与抗震工况的放大
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系数相比，影响不完全相同。对于人工波而言，随着输入地震加速度的增加，带有减震器的电流互感器的减振位置放大系数基本是减小的，尽管在1 g时略有增加，但总体来说，此时有一定的减振效果。对El-Centro波而言，随着输入地震加速度的增加，带有减震器的电流互感器的减振位置放大系数基本是减小的，尽管在0.2 g的时候略有增加，但也具有一定的减振效果。而对于Taft波而言，随着输入地震加速度的增加，带有减震器的电流互感器的减振位置放大系数变化没有规律，但是在输入地震加速度为1 g时，对减振位置的加速度有一定抑制作用。
Table 7. The amplification factor of acceleration of shock absorption position under different working conditions 表7. 不同减震工况下减震位置的加速度放大系数
地震加速度
0.1 g 0.2 g
人工波
0.4 g 0.6 g 1 g 0.1 g 0.2 g
El-Centro波
0.4 g 0.6 g 1 g 0.1 g 0.2 g
Taft波
0.4 g 0.6 g 1 g
放大系数 1.17 1.13 1.09 0.98 1.01 1.22 1.26 1.15 1.11 0.93 1.23 1.11 1.29 1.43 1.07
综合比较表6和表7，得出：在不同地震作用下，其加速度放大系数均分布在1左右，未见其明显差异。减震时放大系数较抗震时放大系数略有减小，但有部分却比抗震放大系数还略微大，可以看出仅仅从减震装置来看，并没有起到明显的减震作用。产生这种情况的原因，可能是由于能量主要集中在低频段，所以难以采用常规办法进行减震。随着输入地震加速度的增加，其放大系数减小比较显著，说明其在较高加速度时减震效果更为明显。
6. 电流互感器下法兰位置处应力分析
在各种抗震工况及减震工况下，根据将测试的应变响应转换为应力响应，则得电流互感器的下法兰位置处的应力响应结果如图6所示。
图6中可以直观的看出，大部分情况下电流互感器在Taft波的应力响应数值要比其他波形下的应力响应数值要大。抗震时El-Centro波的应力响应数值最小，减震时人工波的应力响应数值最小，说明在人工波时的减震性能最好。在输入地震加速度为1 g的Taft波激励时，电流互感器下法兰处的应力响应数值最大，但未发生明显损坏。由此可得，此型号的电流互感器在强烈地震中是安全的，不易发生损坏。
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Figure 6. Stress test results for equipment under various conditions 图6. 各种工况下设备的应力测试结果
当输入加速度为最大值1 g时，其下法兰位置的最大应力响应数值为17.0 MPa，没有超过容许应力响应数值，下法兰处未发生损坏。电流互感器的下法兰位置的应力响应数值，在减震工况下比抗震工况下，即在输入地震加速度为0.1 g，0.2 g和0.4 g时，图中的响应数值下降明显。因此，减震器对设备减弱其应力有着有效的作用，特别是作用在输入地震加速度为1 g时的人工波，结果极为明显。
7. 结论
结合现有的抗震设计规范与标准，通过对220 kV电流互感器振动台实验的分析与研究，得出以下几点结论：
1) 第一阶固有频率随着加载加速度的提升，有适度的下降，符合试验要求。电流互感器在试验中未发生明显损害，说明实验满足其精度要求。可能存在些微弱的影响，但依旧在试验可控范围之内。
2) 实验中电流互感器顶部位移减振效果不显著，但也未出现较大偏移偏差。在分布较广的人工波情况下，设备在整个加速度范围内都有明显的减震效果。因此，其加入减震器后效果更加明显，此结果表明加入减震器能有效降低地震对设备的损害程度。
3) 对电流互感器的下法兰处而言，在较低的加速度时减震器的减震效果明显，而随着加速度的增大，其应力响应数值会有显著的增大，说明底部随地震强度的增大更易发生损害。因此，提高底部的刚度有利于降低电力设备在较大地震中的损害程度，这在工程实际中，需要加以关注。
4) 本次减震实验地震加速度高达1 g，目前国内很少达到，在这种情况下更能体现对电流互感器进行减振研究的有效性，为今后电力设备的抗震、减震提供了一定的参考价值。
5) 电流互感器有些测点的部位减震效果并不是特别理想，比如减震位置为顶部位置，减震时的位移明显比抗震时要略高。对此需要再后续研究中设计不同的减震器对这些部位进行单独研究其问题，例如可以采用机械优化设计等方法进行更深入的研究。
致 谢
本文在国家电网科技项目资助下完成，在此表示衷心感谢。
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基金项目
国家电网科技项目(SGRI-WD-71-15-010)。
参考文献
[1] Bai, W., Dai, J., Zhou, H., et al. (2017) Experimental and Analytical Studies on Multiple Tuned Mass Dampers for
Seismic Protection of Porcelain Electrical Equipment. Earthquake Engineering & Engineering Vibration, 16, 803-813. https://doi.org/10.1007/s11803-017-0416-7 [2] Ma, G.L. and Xie, Q. (2024) Seismic Analysis of a 500-kV Power Transformer of the Type Damaged in the 2008
Wenchuan Earthquake. Journal of Performance of Constructed Facilities, 32, Article ID 04018007. https://doi.org/10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0001145 [3] 柳永玉, 王均梅, 王晓琪, 等. 500 kV电流互感器抗震性能分析[J]. 世界地震工程, 2010, 26(1): 219-223.
[4] Kitayama, S., Lee, D., Constantinou, M.C., et al. (2017) Probabilistic Seismic Assessment of Seismically Isolated
Electrical Transformers Considering Vertical Isolation and Vertical Ground Motion. Engineering Structures, 152, 888-900. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.10.009 [5] 程永锋, 代泽兵, 卢智成, 等. 高压电气设备的减震设计方法研究[J]. 高压电器, 2013(9): 69-73.
[6] 谢强, 王亚非. 软母线连接变电站电气设备的地震响应分析[J]. 中国电机工程学报, 2010, 30(34): 86-92. [7] 曹枚根, 莫娟, 莫海枢, 等. 地下变电站结构振动与噪声相关性及预估方法[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(33):
5998-6005. [8] 冯宇, 王晓琪, 汪本进, 等. 采用等安匝合成电源的电流互感器谐波特性测量方法[J]. 中国电机工程学报, 2015,
35(12): 3154-3160. [9] 谢强, 马国梁, 朱瑞元, 等. 变压器-套管体系地震响应机理振动台试验研究[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(21):
5500-5510. [10] 柏文, 戴君武, 宁晓晴, 等. 电流互感器抗震性能及减震振动台试验[J]. 世界地震工程, 2017, 33(3): 1-6. [11] 王亚勇, 戴国莹. 《建筑抗震设计规范》的发展沿革和最新修订[J]. 建筑结构学报, 2010, 31(6): 7-16.
[12] 田利, 李宏男. 基于《电力设施抗震设计规范》的地震动随机模型参数研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2010, 30(1):
17-22. [13] 毛天尔, 曾双双, 栾极, 等. 抗震设计反应谱的动力放大系数[J]. 土木工程与管理学报, 2012, 29(1): 89-92.
DOI: 10.12677/sg.2024.103010
100
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