壓接式復(fù)合絕緣子疲勞破壞的機理分析

謝占山 王璋奇 陳 原 盧 毅

（1.安徽科技學(xué)院 機械工程學(xué)院 蚌埠 233100 2.華北電力大學(xué)能源與動力機械工程學(xué)院 保定 071003 3.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司 北京 100045）

1 引言

線路復(fù)合絕緣子具有陶瓷、玻璃不具有的優(yōu)點，且在潮濕環(huán)境下仍保持優(yōu)良的絕緣性能[1,2]。20 世紀(jì)80 年代初，我國為減少污閃事故，將線路復(fù)合絕緣子大量引入電網(wǎng)[3]，2006 年已達220萬支[4]。此外，在電氣性能相同的情況下，壓接式復(fù)合絕緣子具有內(nèi)楔式、外楔式不具有的制造成本優(yōu)勢。

懸掛式壓接式復(fù)合絕緣子在架空線長期服役過程中，不可避免地要承受自然界及導(dǎo)線產(chǎn)生的各種形式的振動沖擊載荷，故易發(fā)生疲勞失效。2009 年底，華北電網(wǎng)首次發(fā)生了復(fù)合絕緣子“V”串在拉–壓彎循環(huán)交變載荷作用下疲勞斷裂故障形式如圖1～圖4 所示。

圖1 500kV 緊湊型昌房線疲勞失效Fig.1 The insulator fatigue failure of 500kV compact transmission line named Changfang

圖2 雙“V”串絕緣子疲勞失效事故Fig.2 Double“V”insulator series fatigue accident

圖3 復(fù)合絕緣子疲勞斷裂Fig.3 Fatigue failure fracture of composite insulators

圖4 線路上復(fù)合絕緣子疲勞斷裂部位宏觀圖Fig.4 The macro map of the online composite insulators on fatigue location

為了弄清壓接復(fù)合絕緣子疲勞事故發(fā)生發(fā)展的機理，本文將從復(fù)合材料纖維材料力學(xué)性能、結(jié)構(gòu)特點及加工工藝、疲勞斷口部位材料微觀組織等方面分析復(fù)合絕緣子疲勞破壞發(fā)生的機理。為復(fù)合絕緣子的疲勞抽檢、架空線復(fù)合絕緣子斷裂的事故認(rèn)定及疲勞特性研究奠定基礎(chǔ)。

2 芯棒基體材料分析

普通線路復(fù)合絕緣子芯棒材料為玻璃纖維增強樹脂（GFEP），其主要成分有玻璃纖維、環(huán)氧樹脂、固化劑、促進劑和脫膜劑等原料，芯棒是通過拉擠工藝及加熱固化而形成的，這種增強復(fù)合材料由三個物理相組成，即纖維相、基體相以及介于它們之間的界面相，三者的彈性模量不同，纖維的彈性模量最大，承載了整個結(jié)構(gòu)的絕大部分的載荷；基體材料模量相對較小，主要起到固定和連接纖維作用，芯棒受軸向力時其承受壓應(yīng)力及剪切應(yīng)力。而界面是指基體與纖維之間的連接層，彈性模量大小介于兩者之間，其主要功能是把載荷從基體材料傳到纖維上。

芯棒內(nèi)部纖維是單向排列在樹脂基體中，其纖維方向與芯棒軸向方向一致，當(dāng)芯棒承受軸向外力時，基體將外力傳遞給纖維，由于材料的各向異性，會使力的作用方向發(fā)生變化，即主要沿纖維鋪設(shè)方向進行傳遞。在一定程度上使力的作用得到分散，對芯棒材料的破壞作用得以減緩，從而使整個復(fù)合材料的強度得以提高。

然而對不同纖維含量的玻璃纖維增強樹脂做力學(xué)性能檢測，其數(shù)據(jù)如圖5 所示[5]，從圖5a 中可知，纖維含量相同的玻璃纖維增強樹脂（如纖維含量為60%）其縱向拉伸強度約1 500MPa；如圖5b 所示，而其縱向壓縮強度約為50MPa，其強度比例為30，說明了芯棒復(fù)合絕緣子抗拉性能好于抗壓性能。

圖5 單向不同纖維含量玻纖增強樹脂力學(xué)性能[5]Fig.5 Mechanical properties of the unidirectional glass fiber reinforced resin which contain different fibers[5]

芯棒內(nèi)部纖維單向性決定了復(fù)合絕緣子耐受拉伸載荷的能力大大優(yōu)于耐受彎曲、扭轉(zhuǎn)載荷的能力。在架空線路上，一般情況下，用作懸垂絕緣子的復(fù)合絕緣子主要承受拉伸載荷，此時復(fù)合絕緣子能發(fā)揮其最佳優(yōu)勢，而用作“V”串絕緣子的復(fù)合絕緣子，在無風(fēng)狀態(tài)下，其承受拉伸載荷，但在強風(fēng)或者強對流天氣或極端天氣情況下，抗拉而不抗壓的復(fù)合絕緣子將承受壓力和彎曲載荷交變載荷，若長期承受此類載荷，復(fù)合絕緣子就會發(fā)生疲勞破壞。加之，復(fù)合絕緣子抵御動態(tài)荷載能力的衰減速度明顯大于抵御靜態(tài)荷載能力的衰減速度直接相關(guān)。

3 復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)與工藝分析

壓接式復(fù)合絕緣子本身的結(jié)構(gòu)特點以及加工工藝是影響復(fù)合絕緣子壽命的主要因素之一。壓接式復(fù)合絕緣子在錨接出口處有幾何形狀突變、質(zhì)量突變，如圖6和圖7 所示，從結(jié)構(gòu)受力的觀點看，該處將存在非常嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象，局部的表面應(yīng)力將遠大于截面上的平均應(yīng)力，加之金具內(nèi)腔即芯棒與金具接觸區(qū)是含有一定深度的螺紋，在復(fù)合絕緣子壓接生產(chǎn)中，金具連接區(qū)發(fā)生塑變，金具內(nèi)腔凸凹峰嵌入接觸區(qū)芯棒的表面，產(chǎn)生原始的微缺陷或裂紋，成為疲勞裂紋產(chǎn)生的根源。在架空線路運行過程中，復(fù)合絕緣子在交變應(yīng)力作用下，該點在整個結(jié)構(gòu)中是應(yīng)力最大點，該處將是壓接式復(fù)合絕緣子首先發(fā)生疲勞破壞的位置。

圖6 復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)簡圖Fig.6 Composite insulator structure diagram

圖7 復(fù)合絕緣子高壓端透視圖Fig.7 Perspective outline of the composite insulator on the high-voltage side

壓接式復(fù)合絕緣子的生產(chǎn)工藝，一般先將內(nèi)腔含有螺紋的金具套在芯棒上，在壓接機上進行壓接，金具發(fā)生塑性變形，結(jié)果致使金具牢牢抱緊芯棒，金具內(nèi)腔粗糙表面以及受金具內(nèi)腔螺紋擠壓芯棒表面形成一對接觸表面，然后進行護套或傘裙的硫化封裝，進而形成產(chǎn)品。

在復(fù)合絕緣子的壓接過程中，金具部件圓筒內(nèi)表面出現(xiàn)塑性變形，當(dāng)外壓力繼續(xù)增大時，靠近內(nèi)表面的塑性變形區(qū)逐漸向外表面方向擴展，金具圓筒將進入彈塑狀態(tài)[6]，當(dāng)壓接力達到額定生產(chǎn)施加的外力時，金具發(fā)生塑性變形，抱緊芯棒，金具內(nèi)腔凸凹峰嵌入接觸區(qū)芯棒的表面，芯棒與金具接觸區(qū)外表面被一定程度破壞，形成應(yīng)力較大區(qū)域。當(dāng)施加在球頭或者球碗壓力過大時，連接區(qū)芯棒將在球頭或者球碗出口處發(fā)生與軸心線成90°斷口，如圖8 所示。文獻[7-9]經(jīng)破壞及試驗研究發(fā)現(xiàn)復(fù)合絕緣子應(yīng)力破壞將出現(xiàn)在芯棒連接區(qū)出口處外層表面，如圖9 所示。

圖8 復(fù)合絕緣子壓接部位的剖視圖Fig.8 The cross section of composite insulator on the crimped location

圖9 壓接式復(fù)合絕緣子在動態(tài)載荷的破壞形態(tài)[8]Fig.9 Failure modes of the crimped composite insulators under the dynamic loads[8]

壓接式復(fù)合絕緣子芯棒與金具連接處質(zhì)量突變及工藝特點決定了復(fù)合絕緣子在承受拉壓交變載荷時疲勞破壞發(fā)生的位置及疲勞破壞首先發(fā)生在連接區(qū)芯棒的表層而后向其內(nèi)部擴展的先后順序，為運行在架空線路上的壓接式復(fù)合絕緣子的探傷檢查確定了位置。

4 疲勞破壞斷口分析

4.1 疲勞破壞斷口宏觀分析

從架空線路復(fù)合絕緣子疲勞斷裂的位置來看，首先遭到疲勞破壞在芯棒與金具連接過渡區(qū)，如圖4 所示，但在電場、應(yīng)力場等復(fù)合場的情況中，也可能發(fā)生在復(fù)合絕緣子高壓端距第一傘裙上、下位置，因為在架空線上，復(fù)合絕緣子的高壓端比塔端的溫度高，現(xiàn)在實驗室環(huán)境下模擬了運行在高電壓下復(fù)合絕緣子的工況，暗室中使用紅外線熱成像儀進行觀測，發(fā)現(xiàn)復(fù)合絕緣子的高壓端的溫度高于塔端的溫度，如圖10 所示，若復(fù)合絕緣子內(nèi)部有缺陷，那么該處將發(fā)生溫度突變，而芯棒主要有環(huán)氧樹脂和玻璃纖維主要原料制成，不同材料的膨脹系數(shù)不同，長期處于此溫度下，芯棒會發(fā)生溫度腐蝕；從疲勞破壞的斷口分析，其角度與復(fù)合絕緣子軸心成45°、小于90°，整個斷口角度大小不同；若在壓接時芯棒存在壓接損傷，那么纖維斷口與其軸心成90°。由于在球頭（球碗）與芯棒連接的出口處存在剛度、質(zhì)量突變，加之在生產(chǎn)過程中此處容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，故該處是疲勞破壞常發(fā)生的位置[10,11]，這與試驗結(jié)果相一致，如圖9 所示。

圖10 帶電情況下復(fù)合絕緣子溫度場分布Fig.10 Temperature distribution of composite insulators under charged conditions

4.2 疲勞破壞的微觀分析

因為芯棒材料各向異性致使其疲勞機理遠較金屬材料的復(fù)雜。在一般環(huán)境下，玻璃纖維增強樹脂受外界疲勞載荷作用后，材料內(nèi)部的損傷不斷累積，直至芯棒最后斷裂，但在此過程中不產(chǎn)生如金屬材料那樣控制整個結(jié)構(gòu)疲勞性能的一條主裂紋，而是產(chǎn)生金具與芯棒接觸區(qū)基體裂紋，界面脫膠，分層和外層纖維斷裂，如圖11 所示。

圖11 單向玻纖增強環(huán)氧樹脂復(fù)合材料破壞形式Fig.11 The destruction forms of the unidirectional glass fiber reinforced epoxy composites

將金具與芯棒的連接處即疲勞斷裂的部位切開，如圖12和圖13 所示，進行如下處理：①浸染處理；②打磨拋光處理。在光鏡下可以觀察到，連接區(qū)芯棒外層相對較為松散，浸染后，該部分顏色較重，這是因為球頭（球碗）金具內(nèi)腔被加工成一定粗糙度表面，生產(chǎn)時金具發(fā)生塑變，其內(nèi)表面凸出的峰點被壓進芯棒表層內(nèi)，進而形成接觸副，當(dāng)復(fù)合絕緣子承受軸向力作用時，犁削分力將在金具內(nèi)腔輪廓凸峰對芯棒接觸區(qū)外表層形成，用以承受軸向載荷，隨著軸向作用力的增加，犁削分力和剪切分力增加，盡管芯棒的中心處應(yīng)力最大如圖19b所示，然而芯棒連接區(qū)域外層表面是將軸向交變動態(tài)載荷傳遞給整支復(fù)合絕緣子關(guān)鍵部位，所以該處首先發(fā)生應(yīng)力腐蝕，故該部位較為松散，即靠近球頭（球碗）金具內(nèi)腔顏色較深，而遠離芯棒外層的部位，顏色相對很淡，如圖12 所示。

圖12 疲勞斷裂部位浸染后的顏色分布Fig.12 The color distribution of fatigue fracture site after dipping

圖13 光學(xué)顯微鏡下疲勞部位微觀裂紋Fig.13 Microscopic cracks on fatigue site under the optical microscope

從芯棒斷口的纖維微觀組織分析，在電子顯微鏡下對疲勞斷裂位置進行觀察[9-11]，如圖14 所示，圖片中1、3 區(qū)域纖維斷口與其心軸不成90°，且整個纖維有沿其軸線散開，斷裂形態(tài)參差不齊；在2區(qū)域內(nèi)的纖維斷口與心軸所成角度不一，有45°，也有90°，玻璃纖維是脆性材料，從纖維90°斷口來看，芯棒的心部有被直接拉斷的跡象，如圖14～圖16 所示。也再次證明了芯棒外表面與金具內(nèi)腔末端處首先發(fā)生疲勞破壞，當(dāng)整只復(fù)合絕緣子的殘余強度不足時，復(fù)合絕緣子被拉斷，即出現(xiàn)芯棒心部纖維被拉斷的情形，即芯棒中心部位出現(xiàn)纖維斷口與軸線成90°。

圖14 600 倍、850 倍電鏡下疲勞部位微觀組織圖Fig.14 The internal microstructure on fatigue location zoom 600、850 times using the electron microscope

圖15 1 900 倍電鏡下疲勞部位纖維微觀組織圖Fig.15 The internal microstructure on fatigue location zoom 1 900 times using the electron microscope

圖16 6 500 倍電鏡下疲勞部位的纖維組織圖Fig.16 The internal microstructure on fatigue location zoom 6 500 times using the electron microscope

4.3 連接處有限元數(shù)值模擬

為研究壓接式復(fù)合絕緣子連接部位應(yīng)力分布情況，現(xiàn)以FXBW—500/300 為例進行仿真，根據(jù)壓接式復(fù)合絕緣子連接部位內(nèi)部結(jié)構(gòu)特征、生產(chǎn)時金具受力塑變特點及標(biāo)準(zhǔn)承載的要求，在建模時，分三個階段進行：①連接區(qū)簡化處理階段：選擇連接部位連接區(qū)長度為115mm，選擇芯棒的總長度為185mm，建立2D 模型，如圖17 所示。②壓接生產(chǎn)工藝仿真階段：選用plane183，目標(biāo)面選用金具的內(nèi)腔，接觸面為芯棒的外表面，目標(biāo)單元為TARGET169，接觸單元CONTACT172，網(wǎng)格剖分，施加壓接載荷，實現(xiàn)塑變連接，如圖18 所示。③標(biāo)準(zhǔn)載荷的仿真：施加檢測標(biāo)準(zhǔn)的承載載荷如圖19所示。各圖分析：圖17是根據(jù)壓接復(fù)合絕緣子的實際情況建立的芯棒與金具接觸模型，圖18是在壓接后金具發(fā)生塑性變形后金具與芯棒在接觸區(qū)狀態(tài)，圖19 為壓接式復(fù)合絕緣子在標(biāo)準(zhǔn)載荷下的數(shù)值模型，此模型為了解復(fù)合絕緣子內(nèi)部受力情況奠定了基礎(chǔ)，而圖20b 反應(yīng)了壓接區(qū)應(yīng)力的變化趨勢，圖20a 中的曲線的突變，說明壓接區(qū)出口處存在應(yīng)力突變，超越連接區(qū)其他部位的應(yīng)力，即該處應(yīng)力最大，那么復(fù)合絕緣子在動態(tài)載荷作用下將在出口處遭到破壞。

圖17 FXBW-500/300 接觸面接觸對Fig.17 Contact surface and contact couple of the FXBW-500/300 composite insulators

圖18 壓接力作用下芯棒與金具的接觸狀態(tài)Fig.18 The contacts states between the core rod and fittings of composite insulator under pressure condition

圖19 390kN 軸向拉力作用下芯棒與金具的接觸狀態(tài)及云圖Fig.19 The contact states and mise cloud between the core rod and fittings of composite insulator under 390kN axial tension

通過對疲勞破壞斷口進行宏觀、微觀以及數(shù)值仿真分析，得出了疲勞破壞在芯棒內(nèi)部發(fā)生的先后順序、內(nèi)部纖維斷口的不同特點、壓接區(qū)出口處應(yīng)力突變最大，揭示了復(fù)合絕緣子疲勞破壞的自身特點，有助于壓接復(fù)合絕緣子破壞的事故認(rèn)定及抽檢，增強線路維護人員在復(fù)合絕緣子疲勞破壞區(qū)域開展架空線防舞意識和提高復(fù)合絕緣子安全等級，保證線路安全運行。

5 結(jié)論

通過剖析壓接式復(fù)合絕緣子的結(jié)構(gòu)特征與其內(nèi)部纖維特點，得出復(fù)合絕緣子芯棒內(nèi)部纖維承載機理及復(fù)合絕緣子抗拉而不耐壓的原因，建議避免將剛性絕緣子應(yīng)用到承受扭轉(zhuǎn)及彎曲載荷下架空線路上；壓接式復(fù)合絕緣子金具與芯棒連接處的質(zhì)量突變決定了該處在整個結(jié)構(gòu)中存在應(yīng)力集中，數(shù)值仿真與實驗結(jié)果佐證了該結(jié)論；在交變載荷作用下，疲勞破壞首先發(fā)生在金具與芯棒連接出口處，且該處芯棒外層纖維首先發(fā)生疲勞破壞，進而導(dǎo)致芯部纖維被拉斷。上述結(jié)論為復(fù)合絕緣子的檢測、事故認(rèn)定及抗疲勞結(jié)構(gòu)設(shè)計及其特性的進一步研究奠定了基礎(chǔ)。

[1]范建斌,殷禹,張錦秀,等.復(fù)合絕緣子運行狀況評估方法[J].電網(wǎng)技術(shù),2006,30(12):24-27.Fan Jianbin,Yin Yu,Zhang Jinxiu,et al.Evaluation methods for operational status of composite insulators[J].Power System Technology,2006,30(12):24-27.

[2]劉澤洪.復(fù)合絕緣子使用現(xiàn)狀及其在特高壓輸電線路中的應(yīng)用前景[J].電網(wǎng)技術(shù),2006,30(12):1-7.Liu Zehong.Present situation and prospects of applying composite insulators to UHF transmission lines in China[J].Power System Technology,2006,30(12):1-7.

[3]崔江流.我國硅橡膠合成絕緣子的應(yīng)用與展望[J].中國電力,1999,32(1):38-41.Cui Jiangliu.The application and its prospect of silicon rubber composite insulators in China[J].Electric Power,1999,32(1):38-41.

[4]吳光亞.提高復(fù)合絕緣子長期動行可靠性的措施[J].有機硅材料,2008,22(3):176-178.Wu Guangya.Measurements of improvement on reliability of composite insulatorsin long-term operation[J].Silicone Material,2008,22(3):176-178.

[5]王麗雪,尹志娟,劉海鷗.玻璃纖維增強環(huán)氧樹脂單向復(fù)合材料力學(xué)性能分析[J].黑龍江工程學(xué)院學(xué)報(自然科學(xué)版),2009,23(3):73-74.Wang Lixue,Yin Zhijuan,Liu Hai’ou.Study on mechanical properties of unidirectional glass fiber reinforced epoxy resin composites[J].Journal of Heilongjiang Institute of Technology,2009,23(3):73-74.

[6]余志宏.復(fù)合絕緣子壓接金具彈塑性分析[J].電磁避雷器,2000,174(2):9-11.Yu Zhihong.Analysis on elastic and plastic deformation of extruded metal fitting on composite insulators[J].Insulators and Surge Arresters,2000,174(2):9-11.

[7]余濤,楊新華.壓接式復(fù)合絕緣子接頭處的破壞分析[J].水電能源科學(xué),2010,28(10):139-141.Yu Tao,Yang Xinhua.Failure analysis of connector of crimp-style composite insulator[J].Water Resources and Power,2010,28(10):139-141.

[8]Wankowicz J,Bielecki J.Models of the long-term mechanical strength of long rod composite insulators[C].IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation,2010,17(2):360-367.

[9]盧明良.夾頭出口處導(dǎo)線動彎應(yīng)變與彎曲振幅關(guān)系的理論分析[J].東北電力技術(shù),1995(4):7-10.Lu Mingliang.The theoretical analysis of wire’s dynamic bending strain and bending amplitude relations on the chuck outlet[J].North Eastern Electric Power,1995(4):7-10.

[10]Kumosa M,Han Y,Kumosa L.Analyses of composite insulators with crimped endfittings:part II—Suitable crimping conditions[J].Coposites Science and Technology,2002,62(9):1209-1221.

[11]謝占山.500kV“V”串復(fù)合絕緣子機械疲勞試驗研究[D].保定:華北電力大學(xué),2012.