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(中国电力科学研究院，北京 100192)

0 引言

支柱绝缘子是变电站、换流站内重要的组成设备，地震作用下一旦发生折断，不但其自身功能将遭到破坏，还会造成相邻其他设备的拉断或砸毁，严重威胁电网的安全稳定运行，因此其机械力学行为吸引了广泛的研究关注[1-3]。虽然支柱绝缘子的应用已有较长时间的经验，然而复合材料支柱绝缘子出现的时间相对较晚，其制作工艺、设计方法还在不断发展[4-7]。复合支柱绝缘子由于具有体积小、重量轻、便于运输和安装、抗震性能好以及耐污闪、冰闪能力强等特点[8]，被广泛地用于替换传统的瓷质绝缘子。

震害资料表明支柱类电气设备地震易损性较高，而且设备根部以及法兰胶装部位是抗震薄弱环节[9-11]。对于瓷质绝缘子，当瓷套管与法兰分别采用水泥胶装、弹簧卡式连接时，其连接部分的弯曲刚度可以根据《电力设施抗震设计规范》(GB 50260—2013)确定。对于复合支柱绝缘子，其端部与法兰通过黏合剂胶装连接[5]，胶装部位的几何尺寸、胶装工艺、胶装材料等与瓷质绝缘子存在较大差异，因此对其法兰胶装部位的力学性能应单独研究。目前，大多数研究工作主要集中于单根支柱绝缘子力学行为的研究。Bonhte等[12]建立了空心复合支柱绝缘子与金属法兰胶装部位的有限元模型，研究了拉伸、弯曲载荷下法兰胶装部位的应力分布，并通过弯曲试验发现复合支柱绝缘子的破坏始于法兰胶装部位的破坏。Roh等[13]利用线性弹簧、非线性弹簧、粘滞阻尼、摩擦阻尼以及惯性质量块的组合，建立了复合支柱绝缘子的理论模型。Mosalam等[14-15]通过控制振动台输出模拟支柱绝缘子支架的地震响应，研究了支架刚度对支柱绝缘子(包括瓷绝缘子、复合绝缘子)地震响应的影响，结果显示刚度较大的支架有利于减小支柱绝缘子的地震响应。Epackachi等[16]利用锤击法测试了空心复合支柱绝缘子的动力特性，并对该支柱绝缘子顶端施加往复周期性载荷，发现支柱绝缘子的破坏模式为法兰胶装部位的破坏。最近，李圣等[17]通过单节空心复合支柱绝缘子的抗弯刚度试验，发现法兰胶装段的抗弯刚度明显小于绝缘子绝缘件的抗弯刚度，并且该复合支柱绝缘子的破坏位置同样发生在法兰胶装部位。

以上研究可以发现，法兰胶装处仍然是复合支柱绝缘子的薄弱环节，然而针对复合支柱绝缘子法兰胶装部位力学性能(如弯曲刚度)的研究却十分缺乏。另外，当前的研究工作主要关注单根支柱绝缘子的力学行为，绝缘子柱的长度较短(通常<3 m)，然而为了满足安全的绝缘距离(尤其是当电压等级较高时)，变电站、换流站内实际运行的支柱绝缘子往往是由多根绝缘子组装而成，绝缘子间通过法兰螺栓连接，组合安装后的支柱绝缘子更高(>10 m)、更柔，螺栓连接又增加了结构响应的复杂性，因此实际运行的支柱绝缘子的力学行为可能与单根支柱绝缘子存在一定的差异，需要单独研究，然而针对完整装配的绝缘子力学行为的研究却十分稀少。

本文以±1 100 kV实心复合材料支柱绝缘子为研究对象，对构成该支柱绝缘子的6根单节绝缘子元件分别进行弹性弯曲试验，研究了该支柱绝缘子的弹性模量分布以及法兰胶装部位的等效弯曲刚度分布，随后将各单节绝缘子元件组合安装，对支柱绝缘子整柱进行弯曲破坏试验，研究了支柱绝缘子的破坏模式。本文的研究结果有助于人们进一步理解复合支柱绝缘子的力学行为，并为复合支柱绝缘子抗震性能的优化提供一定的参考。

1 弯曲试验

对构成±1 100 kV实心复合支柱绝缘子的6根单节绝缘子分别进行弹性范围内的弯曲试验，测试各单节绝缘子的弹性模量以及法兰胶装部位的等效弯曲刚度；随后对±1 100 kV实心复合支柱绝缘子进行整柱弯曲破坏试验，研究支柱绝缘子的破坏模式。

1.1 试件信息

±1 100 kV实心复合材料支柱绝缘子总长15.66 m，总重3.7吨，图1给出其装配示意图。该支柱绝缘子由6根单节绝缘子(从上至下依次标注为A1、A2、A3、A4、A5、A6)组装而成，其中A6节绝缘子长2.56 m，重630 kg，底部法兰高度h=220 mm，法兰胶装外径d=360 mm，如图1(b)所示，其他节绝缘子信息见表1。各单节绝缘子均由直径为300 mm的实心复合材料绝缘件构成，绝缘件的两端与法兰(45号钢)通过黏合剂胶装连接。

图1 (a)复合支柱绝缘子装配图；(b)法兰胶装参数Fig.1 (a)Schematic of composite post insulator; (b)flange adhesive joint parameters

编号长度/mm质量/kg截面直径/mm下法兰高度/mm下法兰外径/mmA13225710300150340A22425585300150340A32465590300180340A42495595300180340A52495595300200360A62555630300220360

1.2 弹性弯曲试验

图2给出弹性弯曲试验的装配图。

图2 弯曲试验装配图Fig.2 Schematic of bending test setup

如图2(a)所示，支柱绝缘子顶部法兰与T型连接板通过螺栓紧固连接，T型连接板的另一端与水平放置的作动器相连，通过控制作动器的位移对绝缘子顶端施加水平拉力。作动器安装有位移传感器以及力传感器，用于测量作动器的位移以及施加给支柱绝缘子的水平拉力。绝缘子底部法兰通过螺栓紧固在底座(厚钢板)上，底座厚度为80 mm，底座通过螺栓固定在地面上，试验中利用千分表(精度0.001 mm)测量底座的竖向变形。支柱绝缘子底部法兰的上下两端分别安装千分表，如图2(b)所示，其中上端千分表用来测量法兰胶装顶端的水平位移，下端千分表用于检验法兰是否发生刚体位移。测量结果显示底座的竖向变形相对于法兰胶装部位的变形很小，可以忽略不计，法兰胶装部位下端的位移同样很小，胶装部位几乎没有刚体位移。法兰胶装顶端2 cm处的绝缘子表面粘贴有应变片，如图2(b)所示，用于测量支柱绝缘子根部的应变。试验中支柱绝缘子的受拉、受压两侧均布置了千分表以及应变片。

1.3 弯曲破坏试验

图3给出弯曲破坏试验的装配图。如图3(a)所示，各单节绝缘子A1-A6按顺序组合安装并固定于地面，支柱绝缘子的顶端安装有力传感器，力传感器的另一端与手拉葫芦的起重链条相连，试验中通过人工拉动手拉葫芦的手动链条对支柱绝缘子施加拉力。初始时，手拉葫芦的位置低于支柱绝缘子顶端，起重链条拉直后与水平地面间夹角θs≈4°，且整个加载过程中始终有θs<4°，因此可以近似认为手拉葫芦施加给支柱绝缘子的载荷为水平拉力。各单节绝缘子根部受拉、受压侧均粘贴应变片，A5、A6节绝缘子下法兰表面受拉、受压侧均粘贴应变片，测点位置从下至上依次标记为G1、G2、G3，如图3(b)所示。加载时拉动手拉葫芦的手动链条，缓慢地对支柱绝缘子顶端施加拉力，每次加载ΔF=1 kN，并保持1 min，同时测量支柱绝缘子顶端的水平位移，并记录拉力信息以及各测点的应变信息。

图3 弯曲破坏试验装配图Fig.3 Schematic of bending failure test setup

2 结果与讨论

2.1 弹性弯曲试验

2.1.1 加卸载曲线

图4给出A6节绝缘子顶端加载力随顶端位移的变化曲线，其中曲线围成的面积表示一次加卸载循环所耗散的能量。如图4所示，加载曲线斜率随载荷的增加略微减小，其中第二次和第三次加卸载曲线完全相同，第一次加载曲线在拉力小于25 kN时与第二、三次加载曲线相同，当拉力大于25 kN后，第一次加载曲线开始偏离第二、三次加载曲线，曲线斜率逐渐减小，但是第一次加卸载曲线围成的面积远大于第二、三次加卸载。加卸载曲线随加载次数的变化说明，初次加载时绝缘子的侧刚度随载荷的增加逐渐减小，第二次加载开始绝缘子的侧刚度趋于稳定；初次加卸载循环耗散的能量略高于其他两次加卸载循环，即第一次加载时绝缘子的阻尼较大，第二次加载开始绝缘子的阻尼趋于稳定。

图4 A6绝缘子加载力与位移的关系Fig.4 Relationship between the loading force and the displacement of insulator A6

以上现象主要依赖于法兰胶装部位的力学性能。绝缘子的绝缘件通过黏合剂与法兰胶装连接，胶装时应避免出现气泡、空腔等情况，但微小的气泡、空腔仍可能存在。第一次加载过程会将胶装部位内的气泡、空腔等缺陷压紧压实，于是第一次加卸载曲线不同于第二次加卸载曲线。胶装部位的缺陷被压实后，第二次加卸载曲线与第三次加卸载曲线基本相同，且阻尼相对于初次加载时有所减小。其他5节绝缘子A1-A5的加卸载曲线也有相同的现象。

2.1.2 弹性模量

支柱绝缘子根部的应力可通过下式计算：

(1)

式中：F为作动器施加给支柱绝缘子顶端的拉力，H为支柱绝缘子顶端相对于应变片粘贴处的高度，D为支柱绝缘子的直径。图5给出A6节绝缘子根部受拉侧、受压侧的应力—应变曲线。绝缘子根部的应力随应变的增大线性升高，曲线斜率即为绝缘子的弹性模量，其中A6绝缘子受拉侧弹性模量约为40.7 GPa，受压侧弹性模量约为41.2 GPa。如图5，将受拉侧的应力数据与受压侧的应力数据统一进行线性拟合，拟合曲线的斜率作为A6绝缘子的平均弹性模量E6，E6=40.9 GPa，表2给出其余5节绝缘子的弹性模量(E1～E5)。根据表2，A1-A6节绝缘子的弹性模量差异较大，其中位于顶端的4节绝缘子间的弹性模量差别较小，并且明显高于底部的2节绝缘子。A4节绝缘子的弹性模量最大，其弹性模量比A6节绝缘子的弹性模量高85.6%。另外A4节绝缘子受压侧测得的弹性模量比受拉侧高38.3%。通过控制作动器的位移对A4节绝缘子顶端施加推力重新试验(原来的受拉侧此次试验中变为受压侧)，并不影响弹性模量的试验结果。

图5 A6绝缘子根部应力与应变的关系Fig.5 Relationship between the bottom stress and the bottom strain of insulator A6

弹性模量/GPaE1E2E3E4E5E6受拉71.466.675.167.149.440.7受压66.664.462.892.847.641.2平均68.765.567.875.948.540.9

作为各向异性材料，复合材料的力学性能受多方面因素的影响，例如同一材料不同位置处纤维缠绕方向不同时，两处力学性能可能存在较大差异，因此各单节绝缘子间弹性模量的差异以及同节绝缘子受拉侧、受压侧弹性模量的差异均是制造工艺引起的。

2.1.3 法兰胶装部位弯曲刚度

法兰胶装部位的弯曲刚度定义为

(2)

式中，M为胶装部位处的弯矩，F为作用在绝缘子顶端的拉力，L为支柱绝缘子的长度，θ为胶装部位沿弯矩方向的转角。图6给出A6节绝缘子根部的弯矩与法兰转角之间的关系曲线，曲线斜率即为绝缘子法兰胶装部位的弯曲刚度，其中A6节绝缘子法兰胶装处的受拉弯曲刚度约为54 391 kN·m/rad，受压弯曲刚度约为38 394 kN·m/rad。将拉、压两侧试验数据统一进行线性拟合，如图6，曲线斜率作为A6节绝缘子的平均弯曲刚度，则A6节绝缘子法兰胶装部位的平均弯曲刚度约为41 377 kN·m/rad，其余各节绝缘子法兰胶装处的弯曲刚度见表3。

图6 A6绝缘子弯矩与转角之间的关系Fig.6 Relationship between the bending moment and the rotation angle of insulator A6

根据表3，A5节绝缘子底部法兰胶装处的弯曲刚度明显小于其他5节绝缘子，而实际运行中A5、A6根部承受较大弯矩，因此A5下法兰胶装部位的变形较大，是该支柱绝缘子的薄弱部位。

表3 法兰胶装部位弯曲刚度Table 3 Bending stiffness of the flange adhesive joints

2.2 弯曲破坏试验

2.2.1 加卸载曲线

图7给出复合支柱绝缘子整柱弯曲破坏试验的加卸载曲线。如图7所示，当支柱绝缘子顶端水平位移较小时，整个支柱绝缘子处于弹性变形阶段，拉力随顶端位移的增大线性升高。当顶端位移达到1.1 m(对应拉力约11.5 kN)后，支柱绝缘子进入塑性变形阶段，拉力随顶端位移的增大缓慢增加，直至拉力增大至18.1 kN，继续增大支柱绝缘子位移几乎不会引起拉力的变化。当支柱绝缘子顶端水平位移达到4.0 m时开始卸载，卸载曲线几乎是直线，且曲线斜率与弹性加载阶段的曲线斜率相同，拉力卸载至零时，支柱绝缘子存在2.1 m的残余位移。加卸载曲线围成的面积为该加卸载循环所耗散的能量(塑性变形能，摩擦热等)，约为37.7 kJ。

图7 支柱绝缘子加卸载曲线Fig.7 Loading-unloading curve of the post insulator

2.2.2 变形与应变

随着拉力的不断增大，支柱绝缘子顶端水平位移不断增加。从外观上来看，整个加载过程没有裂纹的产生或出现断裂，法兰胶装部位也没有出现明显的开胶、拔出等破坏现象，支柱绝缘子破坏的主要原因是法兰胶装部位的屈服。图8给出了支柱绝缘子顶端水平位移分别为1.0 m、2.0 m以及4.0 m时支柱绝缘子的变形图，可见整个变形过程中，最顶端的A1-A4节绝缘子几乎保持为直线，变形主要发生在A5节绝缘子下法兰胶装部位，如图8(c)所示，这与之前弹性弯曲试验得到的法兰胶装部位的弯曲刚度结果是一致的(A5节绝缘子下法兰胶装处弯曲刚度最小)。

分析试验结果可知A1-A4节绝缘子的根部应力远小于A5、A6节绝缘子，因此本文重点分析A5、A6两节绝缘子根部的应变响应，而忽略最顶端4节绝缘子的应变信息。图9给出A5、A6节绝缘子根部应变与支柱绝缘子顶端拉力之间的关系，其中绿色圆圈表示A6节绝缘子根部应变结果，红色方块表示A5节绝缘子根部应变结果，并且受压侧数据用填充标识符表示，受拉侧数据用空心标识符表示。如图9所示，A6节绝缘子根部拉应变明显高于压应变，相反地A5节绝缘子根部拉应变明显小于压应变。由于A5、A6两节绝缘子的拉、压弹性模量相差不大(如表2，A6节绝缘子的拉、压弹性模量相差小于2%，A5节绝缘子的拉、压弹性模量相差小于4%)，因此支柱绝缘子在变形过程中出现了明显的拉压不对称现象。另外当支柱绝缘子处于弹性变形阶段(拉力F≤11.5 kN)时，A5节绝缘子根部的压应变小于A6节绝缘子根部拉应变，但是支柱绝缘子进入塑性变形后，A5节绝缘子根部的压应变不断升高并逐渐接近于A6节绝缘子根部拉应变。

图8 支柱绝缘子变形图，顶部位移分别为(a)1.0 m；

图9 支柱绝缘子根部应变与加载力之间的关系Fig.9 Relationship between the bottom strain and the loading force of the post insulator

图10给出A5、A6节绝缘子下法兰应变与加载力之间的关系。

(a)A5受拉侧

(b)A5受压侧

(c)A6受拉侧

(d)A6受压侧

如图10所示，当加载力较小时，法兰应变随拉力的增大而升高；当支柱绝缘子进入塑性变形后，略微增大拉力就会造成法兰较大的应变。另外，当拉力一定时，法兰应变随高度增大而降低，即应变G1>G2>G3，然而对于A5、A6法兰的受拉侧，当拉力大于10 kN时，G2处应变迅速减小，减小至接近零应变后又迅速升高(如图10(a)、图10(c))，受压侧则没有类似现象。

受拉侧G2处应变的变化说明加载过程中法兰胶装部位内部可能出现脱胶现象，因此引发绝缘件与法兰的变形不协调。法兰的变形受两方面影响，即法兰与绝缘件的相互作用以及法兰与黏合剂的相互作用。对于受拉侧的G1(法兰根部)处，绝缘件与法兰间的相互作用明显强于黏合剂与法兰间的相互作用。然而对于受拉侧的G2(法兰中部)、G3(法兰顶部)处，当外载荷较小时，黏合剂与法兰间的相互作用强于绝缘件与法兰间的相互作用，因此脱胶发生后G2处应变迅速减小；随着外载荷不断增大，绝缘件与法兰间的相互作用增强并占据主导地位，因此G2处应变又迅速增大。由于受压侧法兰受到绝缘件持续的挤压作用，因此没有出现应变降低的情况。

复合支柱绝缘子处于弹性变形阶段(F≤11.5 kN)时，绝缘子根部应变与外拉力成线性关系(图9)，而法兰胶装内部已经出现脱胶损伤(图10(a)、图10(c))；继续增大拉力后，绝缘子根部应变与外拉力之间的关系偏离线性，但非线性并不明显，然而法兰应变与外拉力却呈现强烈非线性，即法兰发生破坏。因此，该复合支柱绝缘子的破坏模式表现为由初始的法兰胶装内部脱胶损伤发展至法兰胶装部位的屈服破坏。

支柱绝缘子中的法兰不但起着连接功能，还起着合理传递机械负荷的作用。合理的法兰-胶合剂-绝缘件连接区设计应充分发挥复合绝缘件优秀的力学性能，当法兰的设计，包括形状、厚度和胶装深度不合适时，可能引起法兰的破坏。当然，设计者有意按照法兰破坏来控制破坏值的分散性的情况应除外，但本文只涉及1柱样品，分散性无从考核。因此支柱绝缘子抗震性能的优化应首先提高法兰胶装部位的强度，包括可以提高法兰胶装部位的黏结强度防止脱胶，增大胶装部位的弯曲刚度(增加胶装高度、法兰厚度)以及选择强度更大的法兰材料等等。

3 结论

通过对±1 100 kV直流复合材料支柱绝缘子进行弹性范围内的弯曲试验以及弯曲破坏试验，本文研究了该支柱绝缘子的弹性模量分布、各法兰胶装部位的弯曲刚度分布以及该支柱绝缘子的破坏模式，得到的主要结论如下：

1)该支柱绝缘子的弹性模量分布比较离散，各单节绝缘子的弹性模量差别较大，介于(40.9～75.9)GPa，其中A4节绝缘子的弹性模量比A6节绝缘子高了85.6%。

2)各法兰胶装部位的弯曲刚度也存在较大差异，其中A5节绝缘子下法兰的弯曲刚度最小，是该支柱绝缘子的薄弱环节。

3)弯曲破坏试验表明，该复合支柱绝缘子的变形包括弹性变形阶段以及塑性变形阶段，最终的破坏模式表现为A5节绝缘子下法兰的屈服破坏。为充分发挥复合材料优秀的力学性能，复合支柱绝缘子抗震性能的优化应重点关注法兰胶装部位强度的提高，避免发生法兰先于绝缘件破坏的情况。

致 谢

本文研究工作获得了国家电网公司科技项目(GCB17201500063)的资助，谨此致谢。