EI centro 三向 地震波 0.5s间隔

Pg ：近距离处，来自上地壳内震源的上行P波，或射线底部到达上地壳的P波；更远距离处，还指由在整个地壳内多重P波反射形成的群速度约为5.8 km / s的到达。

Pb (另称为P*)来自下地壳内震源的上行P波，或其底部到达下地壳的P波。

Pn底部到达最上层地幔的任意P波，或来自最上层地幔内震源的上行P波。

PnPn：Pn在自由表面处的反射波。

PgPg：Pg在自由表面处的反射波。

PmP：P波在莫霍面外侧的反射波（即反射波，原来的P11或者PM)。

PmPN:PmP的多重自由表面反射波；N为正整数。

例如PmP2表示PmPPmP。

PmS:P波在莫霍面外侧反射为S的波。

Lg:在较大区域距离(震中距较大)处观测到的、由在整个地壳内多重S波反射及SV到P和(或) P到SV 的转换波叠加而形成的波。

最大能量以大约3.5 km / s的群速度传播。

Rg短周期地壳瑞利波。

近震记录的特征Δ< 40km:通常记录到的地震波只有直达纵、横波，对应的震相为Pg、Sg；由于震中距很小，Pg波的周期很小，通常的周期约为0.05～0.2秒，Sg的周期为0.1～0.5秒；记录持续的时间较短，通常不到1min。

40km<Δ<70km:通常能记录到直达纵、横波和反射纵、横波，到达的顺序为Pg、PmP 、Sg、SmS；反射波的周期与直达波的周期相近。

70km<Δ<120km：通常当震中距70km时就会出现全反射现象，即入射角达到临界角，折射角大于90°。

从而导致70km至110km段内的反射波能量很强，记录图上PmP 、SmS的振幅远远大于Pg、Sg的振幅。

理论上当入射角等临界角时就将产生首波，所以该段内还有来自莫霍洛维奇界面的首波，只是由于其能量极弱且比直达波传播时间长，所以被淹没在直达波的续至区内，无法看到。

120km<Δ<500km：随着震中距的增大，首波将作为第一震相到达，这一距离通常大于120km。

第31卷第1期2021年3月湖南工程学院学报Journal of Hunan Institute of EngineeringVol.31.No.1March 2021徐腾飞1，张圣东2，游世辉2（1.枣庄市船舶检验中心，枣庄277400；2.枣庄学院机电工程学院，枣庄277000）摘要：采用Matlab/Simulink 软件分别对机械振动激励和地震激励作用下的风电基础进行了动力仿真分析.基于有限元软件ANSYS 对风电基础的动力学参数进行了计算.采用时程分析法对风电基础在输入机械振动激励和地震激励时的位移、速度和加速度时程曲线进行了仿真.研究了黏性阻尼系数和刚度对风电基础动力响应的影响.研究结果表明，风电基础的最终响应状态是由所输入的激励状态所决定，黏性阻尼系数的大小对风电基础的动力响应无明显影响，而刚度大小对其动力响应影响明显，在一定范围内，随着刚度的增加，风电基础的位移、速度时程曲线波动越大.关键词：风电基础；ANSYS ；Matlab/Simulink ；黏性阻尼系数；刚度中图分类号：TU470文献标识码：A文章编号：1671-119X （2021）01-0041-07收稿日期：2020-09-24基金项目：江西省科技厅重点研发计划一般项目（联合资助）（20192BBEL50028）.作者简介：徐腾飞（1986-），男，学士，助理工程师，研究方向：振动力学.通信作者：张圣东（1984-），男，博士，副教授，研究方向：振动力学.机械振动和地震激励下的风电基础动力仿真0引言风能是近期内最具大规模开发利用价值的可再生能源，而目前风能利用最直接的方式就是风力发电［1］.在强震作用下，可能会引起风电塔的倒塌等其他形式的破坏.风电机组运行时产生的机械振动激励也对其寿命有相当大的影响.因此探索风电基础在机械振动激励和地震激励作用下的动力响应具有重大意义.有限元法是目前研究风力发电机动力响应使用较多的方法之一.在有限元分析方面，柳国环等［2］用数值模拟方法研究了在强地震作用下的海上风电结构响应.沈华等［3］基于风电塔低阻尼特性建立了在不同设计使用期的地震作用计算模型.在模态分析方面，靳军伟等［4］研究了风电系统各部分参数对风电基础模态的影响程度.韩花丽等［5］提出了结合激励荷载的性质、基于风电自身特征的模态振动分析，修正地震效应的叠加方法，并将其应用于风电的地震作用动力分析计算.本文对风电基础的动力学参数进行了求解.并用振动分析的计算方法，基于Matlab/Simulink 数学软件，对风电基础在机械振动激励和地震激励作用下的动力响应分别进行了分析，得出相关的位移、速度和加速度时程曲线，并探讨了不同动力学参数及不同类型地震波对风电基础动力响应的影响，为后续风电的安全性设计提供一定的参考.1风力发电机基础的动力学参数计算1.1地基阻尼系数的计算假设基础振动引起的波动在基础底面呈平面波形状，如图1所示.纵波U z 刚性基础板F 0e iwt图1垂直振动的波动逸散图湖南工程学院学报2021年F 0e iωt 作用下引起的地基波动位移可近似表示为u z =u z0exp {}iω(t +z /V p )（1）式中，u z0为基础板位移振幅，ρ为质量密度，V p=V p=为地基纵波波速；λ，G 为拉梅常数.基础与地基接触面上的应力为σz |z =0=(λ+2G )(∂u z∂z)|z =0=iu z0ωρV p e iωt （2）基础板振动速度为u̇z0=(∂u z∂t)|z =0=iu z0ωe iωt （3）设基础板底面积为A ，则基础与地基接触面上的波动反力为R z =Aσz |z =0=ρV p A u̇z0（4）由此可得，基础逸散阻尼力与基础板振动速度u̇z0成正比，其系数ρV p A 即为垂直振动时等效黏性阻尼系数c υ=ρV p A（5）1.2矩形地基刚度的计算圆形地基的刚度理论计算已有较多研究，本文在Sung 的研究基础上研究了解析法求解矩形基础-地基刚度和阻尼系数［6］，原理与圆形表面基础地基刚度的计算相同.本节用基底应力分布有限元方法进行验证，将结果与Sung 论研究进行比较.1.2.1风力电基础静刚度分析风力电基础为矩形扩展基础，分三层，每层高1m ，底层长为12m ，宽为8m ，顶层长为4m ，宽为3m .埋于地下，风力发电机上部质量为2000t ，均匀作用在基础顶部.定义地基为同一类型土，地基土为一上表面以基础顶部中心为中心的长方体，长方体长和宽都为48m ，高10m .本文考虑C15混凝土基础-碎石土地基和C25混凝土基础-碎石土地基另种组合，其相关力学参数如表1和表2所示.表1混凝土的弹性模量、泊松比和密度参考值C15混凝土C25混凝土弹性模量E （MPa ）2200028000泊松比0.180.15密度（kg·m -3）25002500表2地基（土）的弹性模量和泊松比参考值碎石土弹性模量E 参考值（MPa ）40～56实验取值（MPa ）48泊松比参考值0.15～0.20实验取值0.18为求解基底土反力分布，我们取过基础底面长边方向上某一条直线为计算路径，并对模型顶部加载均布力15915N/m 2，固定土层的前后左右及底面五个面.由地基刚度计算方法，通过ANSYS 导出基底反力曲线图，如图2和图4所示.并将反力数据导入OriginPro 软件，可以求得地基静刚度系数与位移的曲线，如图3和图5所示：位移×10-1m地基反力/P a0.19990.20000.20010.20020.20030.200440200-20-40-60-80-100-120-140图2C15基底反力曲线图42第1期位移×10-1m刚度/N ·m -10.19990.20000.20010.20020.20030.200410005000100000009995000999000099850009980000图3C15基础刚度位移曲线图位移×10-1m地基反力/P a0.199950.200000.200050.200100.200150.200200.200250.200300.2003540200-20-40-60-80-100-120-140图4C25基底反力曲线图100020001000000099980009996000999400099920009990000998800099860009984000位移×10-1m刚度/N ·m -10.199950.200000.200050.200100.200150.200200.200250.200300.20035图5C25基础刚度位移曲线图由上述组图可以看出，土反力曲线基本为抛物线形状，这与Sung 的土反力理论假设基本符合.同时，基础底板的刚度虽然有些呈递增趋势，有些呈递减趋势，但两者的趋势都与理论相符.1.2.2风电基础的动刚度分析在基础顶部作用垂直动荷载20t ，持续时间为1s ，取过基础底面长边方向上的某一条直线为计算路径，固定土层的前后左右及底面五个面，最后用ANSYS 求解，取0.75s 时得到的结果.位移/m刚度/N ·m -13.8×10-5 3.9×10-54.0×10-5 4.1×10-5 4.2×10-55.30E+0095.20E+0095.10E+0095.00E+0094.90E+0094.80E+0094.70E+009图6C15基础刚度位移曲线图位移/m刚度/N ·m -12.9×10-53.0×10-53.1×10-53.2×10-53.2×10-53.4×10-57.00E+0096.80E+0096.60E+0096.40E+0096.20E+0096.00E+0095.80E+009图7C25基础刚度位移曲线图在垂直动荷载的作用下，同一时刻、同一路径上基础底板的刚度有随着基础底板位移的增大而减小，也有随着基础底板位移的减小而增大.这两种趋势与垂直静力作用下基础底板刚度的变化是一致的.也就是说在这一时刻，这一变化与Sung 的假设理论是相符的.2数值仿真及结果分析算例风电基础受机械振动激励和地震激励时的动力学方程可表示为：mẍ(t )+cx ̇(t )+kx (t )=F (t )（6）式中m 为质量，c 为阻尼，k 为刚度，x ̈(t )、x ̇(t )、x (t )分别为结构的加速度、速度和位移.F （t ）为简徐腾飞，等：机械振动和地震激励下的风电基础动力仿真43湖南工程学院学报2021年谐激励力或随机力.2.1机械振动激励作用下的风电基础响应某风电厂制造的GW87/1500大型风力发电机总质量约193188kg ，额定功率1500kW ，转轮直径88m ，轮毂高度70m .叶轮直径3.73m ，高4.875m ，叶轮重量13850kg ，单根叶片长度43m ，单根叶片重量6400kg ，一台风力发电机通常有3根叶片.切入风速3m/s ，额定风速10m/s ，切出风速22m/s ，最大安全风速52.5m/s ，其发电机的额定功率1580kW ，额定转速20.5r/min ，并网转速10.6r/min .以额定转速得到工作时的角速度约为2.16rad/s ，对质量配平过的风轮需要考虑0.005R 的质量偏心距，则本例中的偏心距约为0.44m ，风电基础所受的机械振动简谐激励力为64847.2sin2.16t N .多孔砂岩的刚度系数为400kN/m .本文计算案例风电基础为混凝土材料，刚度取500kN/m ，本文设黏性阻尼系数为0.2，质量约330000kg ，取样时间30s .6420-2-4-6时间/s位移/m×10-7051015202530图8风电基础位移时程曲线图86420-2-4-6-8时间/s速度/m ·s -1×10-751015202530图9风电基础速度时程曲线图1.440.960.480-0.48-0.96-1.42时间/s加速度/m ·s -2×10-651015202530图10风电基础加速度时程曲线图由图8~图10可得风电基础的位移最大值为5.3919×10-7m ，最小值为-5.4192×10-7m ；速度的最大值为8.3232×10-7m/s ，最小值为-8.3196×10-7m/s ；加速度的最大值为1.41×10-6m/s 2，最小值为-1.41×10-6m/s 2.2.2地震激励作用下的风电基础响应目前通用的三种强震记录，分别选用El-centro 地震波，1940年监测，震级为7.1级，时间间隔0.02s ，持续时间54s ，加速度峰值341.7cm/s 2，南北方向，适用于中软场地.天津地震波，1976年监测，震级6.9级，时间间隔0.01s ，持续时间19.20s ，加速度峰值147cm/s 2，适用于软弱场地，天津波相对比较安全，南北向常用.Taft 地震波，1952年监测，震级为7.4级，时间间隔0.02s ，持续时间35.2s ，加速度峰值152.7cm/s 2，上下方向，适用于中硬场地.本文以天津波作用于风电基础得到其图像和时程曲线分别如下：806040200-20-40-60-80-10-120时间/s加速度/m ·s -246101214图11天津地震波图像44第1期时间/s461012142.01.51.00.50-0.5-1.0位移/m×10-5图12风电基础位移时程曲线图46101214时间/s速度/m ·s -186420-2-4-6×10-5图13风电基础速度时程曲线图时间/s4610121443210-1-2-3-4加速度/m ·s -2×10-7图14风电基础加速度时程曲线图由图11~图14可得风电基础发生的位移最大值为1.8568×10-5m ，最小值为-8.517×10-6m ；速度最大值为6.3114×10-5m/s ，最小值为-5.9503×10-5m/s ；加速度最大值为5.0371×10-7m/s 2，最小值为5.0371×10-7m/s 2.3动力学参数对结构响应影响分析3.1阻尼对风电基础动力响应的影响本节仅选取El-centro 地震波作用下的风电基础的时程响应曲线作为对比，质量330000kg ，刚度500kN/m .改变黏性阻尼系数的大小，单位N/s ·m .图15（a ）、图15（b ）、图15（c ）、图15（d ）分别是黏性阻尼系数C 为0.1、0.2、0.3、0.4时风电基础的位移时程曲线图.（a ）（b ）（c ）徐腾飞，等：机械振动和地震激励下的风电基础动力仿真45湖南工程学院学报2021年（d）图15风电基础的位移时程曲线图通过多次改变黏性阻尼系数C的值（0<C<1），发现同等条件下，不论如何改变C的值，其位移，速度和加速度的时程响应曲线都基本不变.3.2刚度对风电基础动力响应的影响本节仅选取Taft地震波作用下的风电基础时程响应曲线作为对比，风电基础质量330000kg，黏性阻尼系数阻尼为0.2，改变刚度的大小，单位为kN/m.图16（a）、图16（b）、图16（c）、图16（d）分别是k为300、400、500、700时的风电基础位移时程曲线图.（a ）Time/s（b）（c）Time/s（d）图16风电基础位移时程曲线图在k=300kN/m时位移的最大值为2.5121×10-8m，最小值为-2.5942×10-8m；在k=400kN/m时位移的最大值为37750×10-8m，最小值为-3.9917×10-8m.在k=500kN/m位移最大值为3.1485×10-8m，最小值为-3.6499×10-8m，在k=700kN/m时位移的最大值为4.1162×10-8m，最小值为-4.5071×10-8m.由以上结果可明显得出，质量和黏性阻尼系数一定时，一定范围内，刚度增加，则位移随之增大.4结论本文基于有限元软件ANSYS对风电基础的动力学参数进行了计算，采用理论分析和数值模拟相结合的方法来对风电基础受机械振动激励和地震激励的动力响应进行了初步研究，并基于Simulink 软件对风电基础在不同激励下的动力响应进行数值模拟，得出了结构的加速度、速度、位移时程曲线.并对动力学参数对其最终动力响应的影响程度进行研究.46第1期（1）本文基于理想的模型与约束条件下，基于有限元软件ANSYS对风电基础的动力学参数进行简要计算，就某一时刻而言，动力作用下的结果与静力作用时是一致的.（2）风电基础在机械振动激励下的响应是瞬态响应和稳态响应综合的结果，若机械激励持续不断，风电基础的振动也不会停止，随着激励响应达到一个稳态平衡状态.在刚度、阻尼一定时，风电基础的质量越大，机械振动激励对风电基础的影响越小.（3）风电基础在地震激励作用下的最终响应状态是由所输入的地震激励状态所决定的，即不同震级的地震对结构响应的影响明显不同，地震波的峰值加速度越大，风电基础越容易遭受破坏.（4）在同样的地震波激励作用下，风电基础的动力响应与黏性阻尼系数的大小无关，而刚度大小的改变对其最终的动力响应有明显影响，在一定范围内，随着刚度的增加，风电基础位移、速度波动越大.参考文献［1］闫志寻.浅谈风力发电现状与前景［J］.建筑工程技术与设计，2016（9）：1498-1498.［2］柳国环，练继建，于通顺.地震与波浪作用下近海风电结构响应及倒塌模式［J］.应用基础与工程科学学报，2016（1）：71-80.［3］沈华，戴靠山，翁大根.风电塔结构抗震设计的地震作用取值研究［J］.地震工程与工程振动，2016（3）：84-91.［4］靳军伟，杨敏，王伟，等.海上风电机组单桩基础模态及参数敏感性分析［J］.同济大学学报（自然科学版），2014（3）：386-392.［5］韩花丽，张根保，杨妍妮，等.大型风电机组地震载荷计算方法优化［J］.太阳能学报，2014，11：2294-2299.［6］Sung T Y.Vibration in Semi-infinite Solids Due to Period-ic Surface Loading［C］.ASTM Symposium On DynamicTesting of Soils，1953：156.Dynamic Simulation of Wind Power Foundation Under MechanicalVibration and Seismic ExcitationXU Teng-fei1，ZHANG Sheng-dong2，YOU Shi-hui2（1.Zaozhuang Ship Inspection Center，Zaozhuang277400，China；2.School of Mechanical and Electronic Engineering，Zaozhuang University，Zaozhuang277000，China）Abstract：This report concentrates on analyzing the dynamic simulation of wind power foundation under the mechanical vibration excitation and earthquake excitation by the software of Matlab/Simulink.The dynamic parameters of wind power foundation is calculated by the finite element software ANSYS.Time history analy-sis method is used to simulate the displacement，velocity and acceleration time-history curve of it under the effect of mechanical vibration and earthquake incentives.The influences of viscous damping coefficient and stiffness on the dynamic response are studying.The research results show that the ultimate response status of wind power foundation is determined by the input state，and it has nothing to do with the size of viscosity damping coefficient，but the stiffness size has obvious influence.Within a certain range，the bigger the size of stiffness is，the more the time-history curve of displacement and velocity of wind power foundation fluctu-ate.Keywords：wind power foundation；ANSYS；Matlab/simulink；viscosity damping coefficient；stiffness徐腾飞，等：机械振动和地震激励下的风电基础动力仿真47。

EL centro 地震波的积分及相关问题1.地震波的选取本作业的EL centro地震波来源于（NISEE—the national information service for earthquake engineering University of California, Berkeley）。

具体链接为：/data/strong_motion/caltech/volume2.d/el_centro_1940_ s00e这是一条南北向的地震波波，已经过一定的修正，网站中给出了地震波的初试速度和初始位移，原文具体说明如下：CORRECTED ACCELEROGRAM IIA001 40.001.0 COMP S00E FILE 1 CORRESPONDING TOFILE 1 OF UNCORRECTED ACCELEROGRAM DATA OF VOL. I-A, EERL 70-20 IMPERIAL VALLEY EARTHQUAKEMAY 18, 1940 - 2037 PSTIA001 40.001.0 S 18 STATION NO. 117 32 47 43N,115 32 55W 38EL CENTRO SITE IMPERIAL VALLEY IRRIGATION DISTRICT50COMP S00E 9 IMPERIAL VALLEY EARTHQUAKE MAY 18, 1940 - 2037 PST 52 EPICENTER 32 44 00N,115 27 00W 31 INSTR PERIOD = 0.0990 SEC DAMPING = 0.552 42 NO. OF POINTS = 985 DURATION = 53.73 SEC 42 UNITS ARE SEC AND G/10. 23 RMS ACCLN OF COMPLETE RECORD = 0.4876 G/10. 43 ACCELEROGRAM IS BAND-PASS FILTERED BETWEEN 0.070 AND 25.000CYC/SEC2688 INSTRUMENT AND BASELINE CORRECTED DATAAT EQUALLY-SPACED INTERVALS OF 0.02 SEC.PEAK ACCELERATION = 341.69531 CMS/SEC/SEC AT 2.1200 SECPEAK VELOCITY = 33.44914 CMS/SEC AT 2.1800 SECPEAK DISPLACEMENT = 10.86678 CMS AT 8.5800 SECINITIAL VELOCITY = -4.66421 CMS/SEC INITIAL DISP. = 2.15852 CMSIMPERIAL VALLEY EARTHQUAKE MAY 18, 1940 - 2037 PST读取excel 中的EL CENTRO 地震波南北向的数据，将时间数组命名为t ，加速度数组命名为a ； plot(t,a,'r -')加速度波形图如下：图1. EL centro 地震波（加速度时程）图（单位2/mm s ）2.积分方法本次作业数据为离散的数据，下面将分别采用梯形公式以及辛普森公式进行数值积分。

±800kV特高压直流旁路开关地震易损性分析发布时间：2022-11-15T08:44:58.524Z 来源：《中国电业与能源》2022年第13期作者：郭冬青[导读] 特高压直流旁路开关是换流站中的关键设备,为评估某±800kV特高压旁路开关的抗震性能,文中建立了旁路开关设备的有限郭冬青国网山西省电力公司超高压变电公司山西太原 030000摘要:特高压直流旁路开关是换流站中的关键设备,为评估某±800kV特高压旁路开关的抗震性能,文中建立了旁路开关设备的有限元模型,并对其进行了动力特性和地震响应分析,确定设备抗震薄弱位置和关键响应,采用对数正态分布拟合旁路开关不同损伤状态下的易损性曲线?从而开展±800kV特高压直流旁路开关地震易损性分析?关键词:旁路开关;地震响应;失效判据;易损性分析随着中国经济建设快速发展,东南沿海地区对电力能源的需求日益增长,而中国能源供应区位于西部,因此形成了西电东送计划?为减少输电过程中的能源损耗,特高压输电应运而生?西南部电力能源供应区位于地震断裂带附近,在电力传输范围内存在地震多发区域,因此需要对电力输送的安全性能进行重点关注?变电站设备种类数量众多,已有学者对变电站设备进行了抗震研究,在此基础上有学者研究了减隔震技术在电气设备的应用?直流旁路开关外部采用的复合材料是脆性材料,材料强度低,同时设备结构形式细长,质量大,导致地震时直流旁路开关根部承受较大的弯矩,瓷套管易因强度不足而断裂?因此对直流旁路开关在地震作用下的性能研究很有必要? 1旁路开关有限元模型±800kV直流旁路开关主要由钢支架?控制柜?支柱绝缘子?均压电容器及断续器所组成,整体结构呈T型?旁路开关总高15m,水平宽度约为6.4m,总重2.1t,其重心高度约为9m?设备钢支架高4m,采用角钢和扁钢用螺栓拼接而成?设备的支柱绝缘子及悬臂绝缘子均为外径约280mm的空心复合绝缘子,其玻璃钢套筒弹性模量为16GPa?采用有限元软件Abaqus对该±800kV带支架旁路开关进行仿真建模?其中钢支架采用B31线性梁单元建立,控制柜?空心复合绝缘子?金属法兰及均压电容器均采用S4R缩减积分壳单元建立?旁路开关内部的电气设备等非结构构件只起荷载作用,对承载力无贡献,且建模较为困难,所以进行简化,采用非结构质量单元,附加在结构单元上?由于连接强度较大,控制柜与连接板和金属法兰之间?玻璃钢套筒与金属法兰之间均采用刚接连接?有限元模型的阻尼采用瑞利阻尼,根据依据IEEE693—2018标准,结构阻尼比设置为2%[26],换算瑞利阻尼得到系数α,β分别为0.0743和0.0037?2模态分析对±800kV带支架的旁路开关有限元模型进行了模态分析,得到其自振频率和模态振型?旁路开关的前5阶自振频率见表1,旁路开关基频较低,仅为0.38Hz?表1旁路开关前5阶自振频率旁路开关的前5阶振型,前2阶为平动振型,第3阶为扭转振型,4?5阶为平动振型?旁路开关是T型支柱式设备,刚度小,基频较低,与地震卓越频率相近,易发生破坏?因此需要选择典型地震波进行抗震时程计算以确定旁路开关抗震薄弱点,并进一步分析易损性? 3地震响应分析3.1地震波的选取对±800kV带支架旁路开关设备有限元模型进行抗震计算时,本研究分析的旁路开关位于8度设防地区,设计时应采用9度设防,设计基本地震加速度为0.4g,场地类别为Ⅱ类,场地特征周期0.45s?根据规范IEEE693—2018要求,选取符合场地需求谱的地震波在模型基底输入,文中选取ElCentro波?Landers波和新松波,其中ElCentro波和Landers波均为天然波,新松波为人工波?分析时,地震波采用三向输入,根据建筑设计抗震规范,三向加速度比值分别为1∶0.85∶0.65,加速度峰值为0.4g?旁路开关的基本周期为2.65s,可以看出,在旁路开关结构基本周期附近,3条波均可以包络需求谱?3.2应力响应分析±800kV旁路开关质量集中在上部,重心较高,且支柱绝缘子较为细长,支柱绝缘子根部在地震作用下易产生较大应力而超过材料极限强度发生破坏?当输入地震动PGA=0.4g时,旁路开关支柱绝缘子根部最大应力见表3?地震作用下支柱绝缘子根部应力较高,平均应力值为56.4MPa,根据厂家提供的资料,支柱绝缘子的最大机械荷载(MML)为23.5kN,由此计算出根部极限应力[S]为84.5MPa?表3列出了旁路开关绝缘子根部应力响应峰值及应力/极限强度值?可以看出,在3条地震动作用下旁路开关根部绝缘子应力/强度值均大于0.64,地震PGA较大时根部应力会超出绝缘子材料强度极限而产生破坏,所以地震中旁路开关支柱绝缘子根部是薄弱位置,在易损性研究中应当重点关注?3.3位移响应分析实际换流站中,旁路开关通过导线与临近设备相连接,因其15m的自身高度和9m的重心高度,在地震作用下易产生较大的顶部位移,若地震作用下旁路开关与临近设备间相对位移过大,可能引起牵拉破坏?在3条地震动作用下旁路开关顶部均产生了较大位移,在ElCentro波作用下位移/极限位移值达到0.85,地震PGA较大时会发生牵拉破坏,所以顶部位移在易损性研究中应当重点关注?3.4支架地震响应的加速度放大系数《电气设施抗震规范》要求:当电气设备有支承结构时,应充分考虑支承结构的动力放大作用?由于旁路开关的支架结构不是无限刚性,其动力特性会对旁路开关的响应产生影响,所以需要考虑支架对旁路开关设备地震响应的放大作用?为研究各个方向结构的加速度放大效果,应采用加速度峰值放大系数βmax,其定义为某点加速度相应峰值amax与地面输入加速度峰值ag,其表达式为：βmax=amax/ag其中加速度峰值单位为m/s2,从表3中可以看出,当输入地震动PGA=0.4g时,3个方向上支架对旁路开关结构的加速度响应都有明显的放大作用?因此,在进行旁路开关设备抗震计算?设计时应考虑到支架的影响? 4旁路开关地震易损性分析4.1地震波选定从美国太平洋地震动研究中心(PEER)数据库中选取了30组Ⅱ类场地天然地震动,地震动反应谱尽量与需求谱拟合,平均反应谱可以在平台段包络住需求谱,满足规范要求?4.2损伤指标选定从地震响应分析中可以看出,旁路开关存在2个抗震薄弱环节,即根部绝缘子材料强度破坏及顶部位移过大造成的牵引破坏?极限破坏准则为地震响应达到材料极限强度,由于抗震设计时设立了安全系数,在易损性研究中应当考虑安全系数,为此文中考虑IEEE标准2018版给定容许应力为材料极限的50%?根据厂家提供的资料,支柱绝缘子的最大机械荷载maximummechanicalload(MML)为23.5kN,由此计算出根部极限应力为84.5MPa,顶部位移限值为0.7m?文中考虑了2种损伤状态:严重损伤状态和极限破坏状态,损伤状态指标分别相当于极限应力/极限位移的50%和100%?4.3地震易损性分析将所选30组地震动仍按照规范以1∶0.85∶0.65作为三向地面峰值加速度比例调幅,主震方向的加速度峰值以步长为0.05g划分,标准化至0.05g~1.2g,输入有限元软件计算得到结构响应结果?表2800kV旁路开关损伤状态量化指标通过式(2)分别计算各PGA对应的旁路开关失效概率：P=nN×100%(2)式(2)中:n为使旁路开关失效的地震动数量;N为地震动总数量即30;P为失效概率?在加速度峰值为0.4g的中等强度地震作用下,强度方面出现严重损伤和极限破坏的概率分别是73.3%和50%,变形方面出现严重损伤和极限破坏的概率分别是73.3%和50%?在加速度峰值为0.8g的中等强度地震作用下,强度方面出现严重损伤和极限破坏的概率分别是90%和73.3%,变形方面出现严重损伤和极限破坏的概率分别是86.7%和73.3%?5结论文中以某±800kV直流旁路开关为研究对象,利用有限元软件Abaqus建立模型进行动力特性分析及地震响应分析,得到以下结论: 1)旁路开关设备基频较低且重心较高,在地震作用下存在两处薄弱环节:支柱绝缘子根部应力超限及旁路开关顶部位移过大导致的导线牵拉破坏?2)随着PGA增大,旁路开关失效模式发生变化,当PGA>0.2g时,根部绝缘子应力失效概率超过顶部位移失效概率?参考文献:[1]朱金涛,辛业春.柔性高压直流输电仿真技术研究方法综述[J].智慧电力,2021,49(3):1-11.[2]丁汉林,郭明登,毛文喜,等.高压直流输电用饱和电抗器及接头发热问题研究[J].变压器,2020,57(11):27?32.[3]马娜,陈亮,鲁方林,等.基于改进人工鱼群算法的配电站三维空间的传感器优化布置[J].电力科学与技术学报,2021,36(1):145?151.。