晏致濤 ，馬文俊 ，張 璞 ，裘 哲

（1. 重慶科技學(xué)院建筑工程學(xué)院，重慶 401331；2. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400044）

復(fù)合絕緣子的金具和玻璃芯棒的滑脫破壞是高壓輸電線路上經(jīng)常遇到的問題. 絕緣子端部金具的預(yù)緊應(yīng)力大小在影響復(fù)合絕緣子抗拉性能中起決定性作用，過大的預(yù)緊應(yīng)力也會造成玻璃芯棒的徑向應(yīng)力過大而導(dǎo)致芯棒的脆性破壞，而在同樣的預(yù)緊應(yīng)力大小作用下，預(yù)緊應(yīng)力的分布也是影響復(fù)合絕緣子抗拉強(qiáng)度的主要因素之一，所以對復(fù)合絕緣子端部金具做預(yù)緊應(yīng)力分布優(yōu)化分析是很有必要的.

國內(nèi)外對復(fù)合絕緣子的力學(xué)性能進(jìn)行了研究：徐如恬等[1-3]對絕緣子中的瓷材料強(qiáng)度做了對比分析，從絕緣子芯棒的強(qiáng)度入手研究復(fù)合絕緣子的受力性能；張碩等[4-5]進(jìn)一步研究了單向玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂復(fù)合材料的力學(xué)性能和低溫收縮率；Paris等[6]對復(fù)合絕緣子在持續(xù)荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)分析；Demidov等[7]通過對絕緣子的基體硬度值及涂層與基體的復(fù)合硬度值進(jìn)行了評價(jià)；De Tourreil等[8]對3種不同設(shè)計(jì)的高壓復(fù)合絕緣子在長時間斷裂失效情況下做了對比分析.

由于復(fù)合絕緣子材料本身的力學(xué)性能并不起決定作用，更多的研究者開始關(guān)心接頭和壓接工藝：余濤等[9]提出了金具滑脫是絕緣子破壞的主要形式；袁駿[10]提出1 000 kV的復(fù)合絕緣子應(yīng)采用壓接式結(jié)構(gòu)來滿足機(jī)械性能要求；鐘萬才[11]進(jìn)行了絕緣子拉力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)U型連接頭設(shè)計(jì)裕度不足；楊祉豪[12]進(jìn)行了絕緣子夾頭的有限元分析；陳顯貽等[13]對多種復(fù)合絕緣子金具和芯棒在不同連接結(jié)構(gòu)和機(jī)械強(qiáng)度下做了對比試驗(yàn)分析；謝占山等[14-15]發(fā)現(xiàn)復(fù)合絕緣子疲勞損傷首先是由芯棒與金具接觸外表面開始，發(fā)生在金具與芯棒連接過渡區(qū)；Kumosa等[16]認(rèn)為絕緣子失效的原因主要是由于絕緣子金具的不當(dāng)壓接引起玻璃芯棒脆性破壞及金具和玻璃芯棒之間發(fā)生滑移引起的結(jié)構(gòu)失效.

可見，目前對復(fù)合絕緣子力學(xué)性能的研究主要集中在絕緣子芯棒的受力破壞以及壓接試驗(yàn)，很少有研究針對絕緣子在高低溫作用下的力學(xué)表現(xiàn)，為此，本文針對復(fù)合絕緣子破壞形式中最常見的滑移破壞進(jìn)行了數(shù)值模擬和分析，進(jìn)一步進(jìn)行了端部金具預(yù)緊應(yīng)力優(yōu)化，并就高低溫環(huán)境下的絕緣子力學(xué)性能做了對比分析.

1 典型壓接復(fù)合絕緣子受拉試驗(yàn)

以常規(guī)電壓22 kV輸電線復(fù)合絕緣子為例，進(jìn)行了復(fù)合絕緣子的高低溫下受拉試驗(yàn). 試驗(yàn)采用Instron1186電子萬能試驗(yàn)機(jī)，通過位移控制進(jìn)行材料力學(xué)性能試驗(yàn)，研究復(fù)合絕緣子分別在高低溫作用下的抗拉性能. 絕緣子的壓接實(shí)物如圖1（a）所示，端部金具的預(yù)緊應(yīng)力沿環(huán)向分為8段均勻分布在金具端口處，如圖 1（b）. 圖中：z、r、φ 為柱坐標(biāo)，分別代表軸向、徑向和扭轉(zhuǎn)向；σr、σz分別為徑向和軸向正應(yīng)力.

圖1 復(fù)合絕緣子Fig. 1 Composite insulators

圖2 為不同溫度下復(fù)合絕緣子受拉后的破壞形態(tài). 由圖2可以看出，不同溫度下，復(fù)合絕緣子的破壞形式均不是由于玻璃芯棒達(dá)到荷載強(qiáng)度極限發(fā)生破壞引起的，而是在未達(dá)到強(qiáng)度之前，金具與玻璃纖維芯棒之間產(chǎn)生滑移，導(dǎo)致端部金具與芯棒拉脫導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效.

圖2 不同溫度下試樣端口破壞實(shí)物Fig. 2 Specimen of damage at different temperatures

圖3 為不同溫度下試樣拉力位移曲線，由圖3可以看出，無論是高溫還是低溫，和常溫相比，復(fù)合絕緣子的承載力和延性均降低，尤其是高溫狀態(tài)，承載力和延性均大幅降低.

圖3 不同溫度下試樣拉力位移曲線Fig. 3 Tension of specimens with respect to displacement at different temperatures

常溫和低溫下復(fù)合絕緣子的拉伸力學(xué)試驗(yàn)本質(zhì)上可歸結(jié)為3個階段：荷載上升階段，荷載達(dá)到峰值后持續(xù)增大的強(qiáng)化階段，結(jié)構(gòu)金具與芯棒產(chǎn)生滑移后荷載下降階段. 而高溫下的復(fù)合絕緣子在經(jīng)過荷載上升階段后，沒有明顯的強(qiáng)化階段，而是直接出現(xiàn)金具與芯棒滑移的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象是由高溫引起金具與芯棒之間的粘結(jié)性能大幅度減弱造成的.

2 常溫下復(fù)合絕緣子力學(xué)性能數(shù)值模擬

2.1 模型參數(shù)

根據(jù)廠家提供，金具力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，假定為各向同性材料，采用多線性隨動強(qiáng)化模型模擬金具在壓接過程中的材料非線性. 絕緣子玻璃芯棒假定為各向異性線彈性材料，力學(xué)參數(shù)如表2所示.

表1 Q235碳素結(jié)構(gòu)鋼金具力學(xué)性能Tab. 1 Mechanical properties of Q235 carbon steel fittings

表2 單向玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂力學(xué)性能Tab. 2 Mechanical properties ofunidirectional glass fiber reinforced epoxy resin

通過ANSYS有限元軟件建立仿真模型，對其進(jìn)行相關(guān)分析. 整體模型采用SOLID95單元，芯棒表面接觸單元采用TARGE170單元，金具表面接觸單元采用CONTA174單元，接觸剛度取值0.1 kN/m，最大穿透值取值0.2，面-面接觸單元本構(gòu)采用庫侖摩擦模型，接觸界面上的√最大接觸摩擦應(yīng)力τmax取值為鋼材屈服強(qiáng)度的. 金具與芯棒之間的摩擦系數(shù)通過與實(shí)驗(yàn)結(jié)果不斷對比計(jì)算后，在常溫下為0.320，低溫-30 ℃ 下摩擦系數(shù)為 0.286，高溫 150 ℃下摩擦系數(shù)為0.230. 其中芯棒長度為70 mm，直徑為24 mm，模型網(wǎng)格沿徑向均分32段，沿軸向均分10段進(jìn)行劃分，端部金具長度為35 mm，外徑為32 mm，內(nèi)徑同芯棒，模型網(wǎng)格沿徑向均分32段，沿軸向均分20段進(jìn)行劃分.

2.2 模型工況與模擬結(jié)果

絕緣子受拉力學(xué)性能模擬工況分為2步，第1步：模擬4個沿徑向預(yù)緊應(yīng)力分布工況，固定住芯棒兩端位移并對其施加預(yù)緊應(yīng)力. 本文施加預(yù)緊應(yīng)力大小的方法是沿徑向?qū)鹁呤┘油却笮〉膹较蛭灰?，即等同于施加同樣大小的預(yù)緊應(yīng)力，通過計(jì)算得到最大徑向應(yīng)力為86.9 MPa（對應(yīng)最大的摩擦應(yīng)力為26.07 MPa）. 第2步：從中選出抗拉性能最優(yōu)工況后再對其取不同的軸向預(yù)緊應(yīng)力分布，重復(fù)上述模擬步驟，從中選出最優(yōu)工況作為端部金具的優(yōu)化預(yù)緊應(yīng)力備選.

2.2.1 不同徑向分布預(yù)緊應(yīng)力模擬工況

工況1：如圖4（a）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布為8塊區(qū)域，沿軸向分布至距金具端口17.5 mm（金具端部長度的一半）處，此工況為現(xiàn)有廠家生產(chǎn)復(fù)合絕緣子的真實(shí)狀態(tài).

工況2：如圖4（b）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布為4塊區(qū)域，沿軸向分布至距金具端口17.5 mm處.

工況3：如圖4（c）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布為3塊區(qū)域，沿軸向分布至距金具端口17.5 mm處.

工況4：如圖4（d）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布，沿軸向分布至距金具端口17.5 mm處.

2.2.2 不同徑向分布預(yù)緊應(yīng)力模擬結(jié)果

由圖5的拉力位移曲線可以看出：在預(yù)緊應(yīng)力大小一樣的情況下，工況1的彈性極限荷載大小為52.166 kN，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的51.341 kN非常接近，而工況4的彈性極限荷載大小為54.961 kN，抗拉表現(xiàn)最優(yōu)，其次工況1、2、3的彈性極限對應(yīng)的拉力分別為 52.166、51.886、49.157 kN，抗拉表現(xiàn)最差；4種工況在彈性階段與實(shí)驗(yàn)結(jié)果極為接近，但是在非線性階段與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有一些偏差，這是由于在拉伸實(shí)驗(yàn)中，絕緣子在拉力作用下橫截面減小使得夾具與絕緣子之間松動而產(chǎn)生了滑移，同時實(shí)驗(yàn)中的絕緣子的質(zhì)量分布不是很均勻也是一部分原因.

圖4 不同徑向分布預(yù)緊應(yīng)力工況Fig. 4 Preload condition of different radial direction distribution

圖5 拉力-位移曲線（工況1～4）Fig. 5 Curves of tension-displacement (case 1- 4)

2.2.3 不同軸向分布預(yù)緊應(yīng)力工況模擬

進(jìn)行工況5～8的有限元建模和分析，主要考慮不同軸向分布預(yù)緊應(yīng)力情況，如圖6.

工況5：如圖6（a）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布，沿軸向分布距金具端口0～8.75 mm處（0～1/4金具長度）和 17.50～26.25 mm 處（1/4～1/2 金具長度）兩部分.

工況6：如圖6（b）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布，沿軸向分布距金具端口8.75～26.25 mm處（1/4～3/4金具長度）.

工況7：如圖6（c）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布，沿軸向分布距金具端口0～35.00 mm處（預(yù)緊應(yīng)力覆蓋整個金具表面）.

工況8：如圖6（d）所示，將預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布，沿軸向分布距金具端口處（0～3/4金具長度）.

圖6 不同軸向分布預(yù)緊應(yīng)力工況Fig. 6 Preload condition of different axial direction

2.2.4 不同軸向分布預(yù)緊應(yīng)力模擬結(jié)果

從圖7所示的拉力位移曲線可以看出：在預(yù)緊應(yīng)力大小一樣的情況下，工況7的彈性極限荷載最大，為58.610 kN，然而其曲線并不像其他工況一樣在結(jié)構(gòu)達(dá)到彈性極限后還保留著屈服階段，而是直接出現(xiàn)了結(jié)構(gòu)的失效，這是由于預(yù)緊應(yīng)力覆蓋了整個金具表面，導(dǎo)致金具與芯棒之間產(chǎn)生了滑移，而沒有完全覆蓋預(yù)緊應(yīng)力的結(jié)構(gòu)模型，其在拉伸過程中，芯棒沒有受到預(yù)緊應(yīng)力處的部位在被后端有預(yù)緊應(yīng)力部分的金具擠壓后造成形狀的變形，使得芯棒與金具接觸表面形狀變得不連續(xù)，故產(chǎn)生了彈性極限荷載后的屈服階段，所以工況7不可??；工況5的彈性極限荷載大小為53.127 kN；工況6的彈性極限荷載大小為54.512 kN；工況8的彈性極限荷載大小為56.46 mm；工況5、6、8存在材料強(qiáng)化階段，相較而言，工況8為最優(yōu)工況.

圖7 拉力-位移曲線（工況5～8）Fig. 7 Curves of tension-displacement (case 5 - 8)

3 最優(yōu)的預(yù)緊應(yīng)力范圍分析

從以上數(shù)值分析對比結(jié)果可知，當(dāng)預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布于金具且不完全覆蓋金具的整個內(nèi)面時（預(yù)留一定長度的無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間），絕緣子的抗拉性能表現(xiàn)最優(yōu)，現(xiàn)就絕緣子的無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間做進(jìn)一步分析，以得出最優(yōu)的無量綱絕緣子預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間范圍，如圖8.

工況9：預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布于金具表面，沿軸向預(yù)留距金具端部3.00 mm的無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間.

工況10：預(yù)緊應(yīng)力沿徑向均勻分布于金具表面，沿軸向預(yù)留距金具端部6.00 mm的無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間.

圖8 不同無預(yù)緊應(yīng)力預(yù)留長度工況Fig. 8 Reserved lengths of different non pre-tightening force

圖9 為模擬的拉力-位移曲線，由圖9可以看出：工況9位移達(dá)到3 mm左右時，曲線開始出現(xiàn)下降，這是由于金具拉出無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間后與芯棒之間產(chǎn)生了滑移；工況10的彈性極限荷載大小為56.690 kN，與工況8的彈性極限荷載56.460 kN十分接近，綜合最優(yōu). 綜上可以做出判斷，當(dāng)預(yù)緊應(yīng)力大小恒定時，無預(yù)緊應(yīng)力區(qū)間長度占金具整體長度的18%～25%時為最優(yōu).

圖9 模擬拉力-位移曲線（工況8～10）Fig. 9 Curves of tension-displacement (case 8 - 10)

4 高低溫下的絕緣子抗拉性能模擬

進(jìn)一步對最優(yōu)工況10進(jìn)行高低溫有限元模擬，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和工況1進(jìn)行對比，如圖10. 從圖10可以看出：當(dāng)處于150° 時，試驗(yàn)的彈性極限荷載為31.486 kN，其后拉力位移曲線并不像常溫時一樣有上升的強(qiáng)化階段，而是出現(xiàn)了下降形式的強(qiáng)化階段，這是由于隨著溫度的升高，金具與芯棒的黏結(jié)性能迅速減弱；模擬求得工況1彈性極限荷載大小為32.344 kN，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本符合，而工況10的彈性極限荷載大小為32.890 kN，與工況1差距很小.

圖10 150 ℃時拉力-位移曲線Fig. 10 Curves of tension-displacement at 150°

圖11 為低溫下最優(yōu)壓接方式和現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比. 由圖11可知：當(dāng)處于-30° 的低溫狀態(tài)下時，實(shí)驗(yàn)的彈性極限荷載為47.890 kN，模擬求得工況1彈性極限荷載大小為48.676 kN，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本符合；而工況10的彈性極限荷載大小為51.212 kN，相較于工況1大了2.536 kN，增大了5.2%.

圖11 -30 ℃時拉力-位移曲線Fig. 11 Curves of tension-displacement at -30°

5 結(jié) 論

為研究不同溫度下的金具預(yù)緊應(yīng)力模型對絕緣子抗拉性能的影響，結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值模擬對復(fù)合絕緣子進(jìn)行了拉伸力學(xué)性能研究，得出如下結(jié)論：

1） 復(fù)合絕緣子破壞荷載取決于金具與芯棒的預(yù)緊應(yīng)力大小，其破壞特征主要是金具與芯棒之間產(chǎn)生滑移. 無論是高溫和低溫，復(fù)合絕緣子的受拉承載力和延性均大幅降低.

2） 在預(yù)緊應(yīng)力大小不變的情況下，金具預(yù)緊應(yīng)力的分布情況對復(fù)合絕緣子的抗拉強(qiáng)度有很大的影響. 在采用庫倫摩擦模擬計(jì)算情況下，絕緣子金具的預(yù)緊應(yīng)力為沿徑向均勻分布壓力，無預(yù)緊應(yīng)力分布區(qū)間長度宜定為金具整體長度的18%～25%，此時絕緣子抗拉性能表現(xiàn)最優(yōu). 在常溫狀態(tài)下，最優(yōu)模型的彈性極限荷載較工況1（真實(shí)廠家工藝模擬工況）大了8.23%.

3） 當(dāng)溫度在150 ℃時，最優(yōu)模型的抗拉性能相較于工況1并沒有很顯著的提升效果，說明在高溫下，預(yù)緊應(yīng)力分布的影響對絕緣子抗拉性能的影響相對較小.

4） 在-30 ℃的低溫環(huán)境下，最優(yōu)模型的彈性極限荷載較工況1大了5.2%，表明低溫也會略微削弱壓接優(yōu)化效果.