變電站絕緣子抗震性能試驗及數值模擬研究

吳星霞， 鄭山鎖， 劉曉航， 楊 豐， 李永明

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055；2.西安建筑科技大學 結構工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055;3.中國啟源工程設計研究院有限公司，西安 710055)

近年來在國內外歷次地震中，變電站高壓電氣設備的瓷柱構架絕緣子頻繁發生斷裂事故。2008年汶川地震[1-2]及余震先后導致電網系統高壓變電站中支柱類瓷套管設備和變壓器等高壓電氣設備遭到了嚴重損失，據統計，絕緣子斷裂等造成的電力設備損失導致90座變電站停運，地震造成了超過120億元的巨額經濟損失。支柱瓷絕緣子的斷裂等其他電氣設備的破壞還可能造成電擊或砸傷等事故，危機人生安全[3-4]。在2004年國家電網公司曾通報過2起支柱瓷絕緣子斷裂導致的觸電身亡事故[5]。在2007年[6]，日本發生了6.8級地震。該地震造成某核電站的一臺變壓器瓷套管漏油事故，造成了該核電站發生了嚴重的火災。總之，作為變電站重要的基本構件材料之一，電氣設備的穩定性很大程度上取決于絕緣子的的穩定性與抗震能力。絕緣子的損壞給高壓電氣設備乃至電力系統正常運行產生嚴重影響，造成嚴重的經濟損失[7]。通常要求變電站的絕緣子在地震作用下具有較高的穩定性[8-9]，因此有必要對變電站絕緣子抗震能力進行全面評估。

目前，國內外許多學者對變電站含絕緣子組件的電氣設備機械特性和抗震性能等方面進行了大量的研究工作[10-15]。Paolacci等[16]對380 kV隔離開關的組件絕緣子進行了擬靜力試驗，結果表明在地震作用下，隔離開關的絕緣子部位及瓷柱與鋁合金法蘭連接處較容易損壞。Günay等[17]評估了隔離開關支承結構的阻尼和剛度對兩種不同絕緣子材料響應的影響。馬艷枝[18]研究了靜力加載過程中，探討了絕緣子瓷柱底部膠裝層脫黏導致變電站絕緣子的破壞發生情況；Ohyama等[19]對東日本大地震變電站的隔離開關破壞形態進行了分析，并基于300 kV變電站隔離開關中旋轉絕緣子材料的損害，提高絕緣子材料的分析精度，建立了單極結構隔離開關的分析技術。Paolacci等[20]分析了斷開開關部件(陶瓷，接頭等)的易損性曲線，探討了設備的機械特性。

目前對絕緣子構件的研究主要針對某個具體電氣設備和單個絕緣子的損傷過程。但是絕緣子自身的性能參數對其抗震性能同樣至關重要。因此，本文結合我國JEAG 5003—1980《電氣設備抗震設計指南》[21]、GB 50260—1996《電力設施抗震設計規范》[22]及IEEE Std 693—2005《國際標準》[23]，對戶外變電站部分支柱絕緣子的抗震能力展開了全面的研究分析。變電站中絕緣子要承受不同線路的重量，因此本文擬變軸壓比試驗就是模擬實際環境下不同線路的重量的絕緣子，從而對不同軸壓比的絕緣子抗震性能研究具有實際工程意義。根據線路絕緣子在變電站中承受管型母線，軟母線和設備重量等荷載的大致范圍，結合軸壓比公式，推導出軸壓比合理取值為0.1、0.2、0.3。本文具體以高度、絕緣子數量和軸壓比為主要變化參數，開展了6組絕緣子試件的擬靜力加載試驗。然后基于試驗建立了相應的絕緣子低周循環荷載作用下的有限元模型，從而給出了絕緣子出廠設計等方面的建議。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本試驗擬設計制作6組不同高度、不同軸壓比、不同絕緣子拼裝數量的絕緣子試件，選取110 kV，220 kV變電站常見的ZSW-110，ZSW-220型變電站支柱絕緣子作為研究對象，如圖1所示為絕緣子試件的幾何尺寸，表1為試件的詳細參數。每個支柱絕緣子試件由單節絕緣子或兩節絕緣子上下拼裝組成，兩節瓷柱通過4顆直徑12 mm的高強螺栓連接，瓷柱橫截面為圓形。試件變化參數為高度(h=2 300 mm、2 350 mm、2 400 mm，其中試件法蘭高度相同，瓷柱高度不同)，軸壓比(n=0.1、0.2、0.3)，及絕緣子拼裝個數。軸壓比n=N0/fkA，N0為施加給絕緣子柱的恒定軸力，fk為絕緣子截面的抗壓強度標準值，A為絕緣子柱橫截面面積。

圖1 試件尺寸Fig.1 Size of specimens

表1 絕緣子擬靜力試驗試件設計參數Tab.1 Design parameters of insulator pseudo-static tests pecimens

1.2 試驗加載及量測方案

在變電站中，支柱絕緣子豎立在鋼支架上，底部通過8顆直徑18 mm的高強螺栓與支撐支架固定連接。支柱絕緣子主體為瓷質材料，每節絕緣子兩端通過膠裝的方式套有鋁合金套頭。支柱絕緣子的安全工作荷載為12 kN·m[24]。試驗前將兩節絕緣子拼裝后通過鋼板固定在被限制位移的地梁上。通過設置一臺液壓千斤頂在絕緣子頂部從而對其施加豎向荷載。柱頂低周往復水平荷載采用50T作動器分級施加。作動器固定在反力架上，保持水平并且與絕緣子頂部高度一致，前部加載段向前伸展10 cm，并通過鋼箍連接絕緣子頂部。試驗結構及現場如圖2所示。在加載過程中，試件的荷載-位移滯回曲線可由電液伺服加載系統自動采集獲得，同時在剛性夾具上布置一個位移計進行校核。

(a) S1

(b) S2圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test loading device

本試驗絕緣子試件通過鋼板連接件豎向固定在地梁上的方式，對其進行位移控制的擬靜力加載。帶有滾動裝置的豎向液壓千斤頂通過滾軸支座固定于門架上對絕緣子試件頂部施加豎向軸力，保證其在水平加載時能隨著試件移動而自由滑動，從而使豎向力始終在鉛直方向，可以減少由于試件變形引起的千斤頂頂部支承的水平摩擦力。絕緣子試件水平往復荷載由傳感器控制的電液伺服作動器施加，同時各測量儀器與數據采集儀連接，在加載過程中自動獲取試驗數據。試驗過程中，分別對絕緣子試件進行預加載和正式加載。對試件進行預加載和卸載的主要目的在于消除連接底板、加載面間隙的影響，消除絕緣子受力的不均勻性，并檢查試驗裝置以及各測量儀器能否正常工作[25]。試件破壞前的加載制度：以1 mm，2 mm,3 mm,4 mm的位移限值加載到5 mm，后以8 mm,11 mm,14 mm等位移限制加載到試件破壞明顯，試件開裂后以每10 mm一級別加載到試件完全失去承載能力。加載系統及加載制度如圖3和圖4所示。

1.反力梁；2.門式鋼架；3.反力墻；4.千斤頂；5.絕緣子;6.鋼箍夾頭；7.鋼板；8.地梁；9.作動器圖3 加載系統Fig.3 Loading system

圖4 加載制度Fig.4 Loading system diagram

本次試驗主要量測內容有：試件加載端水平荷載及位移、試件轉角、裂縫發生的位置及尺寸。其中水平荷載和位移為作動器作用的荷載和位移，試件轉角為作動器同平面的瓷柱根部傘裙兩個位移計記錄的數據經過處理得到。

2 擬靜力試驗現象與分析

2.1 試件加載破壞狀態

大部分試件的破壞都是發生在絕緣子瓷柱底部和鋁合金底座的膠狀部位，S3試件的破壞狀態如圖5所示。

圖5 試驗擬靜力加載試驗Fig.5 Test pseudo-static loading test

圖6給出了S0-S5試件水平荷載作用后的破壞狀態圖，S0和S3的破壞現象為絕緣子底部法蘭和絕緣子瓷柱連接處的膠狀斷裂。S1為在作動器拉的過程中，發生較大的轉動彎曲，導致絕緣子發生豎向開裂將瓷柱劈裂成兩半，最終導致受壓側的瓷柱斷裂脫落。S2絕緣子瓷柱底部斷裂，傘裙和瓷柱根部部分產生斜裂縫，這是由于在拉壓過程中絕緣子瓷柱底部產生的彎矩最大，導致底部瓷柱開裂。S4絕緣子瓷柱的破壞狀態表現為絕緣子瓷柱與底部法蘭脫黏，絕緣子底部傘裙開裂脫落。S5絕緣子在拉壓過程中產生從絕緣子底部開裂的橫向裂縫，由于絕緣子底部受到的彎矩最大，導致絕緣子底部最先開裂。

(a) S0

(b) S1

(c) S2

(d) S3

(e) S4

(f) S5圖6 試件破壞狀態圖Fig.6 Failure modes of specimens

總體來看，試驗的破壞過程相似，這里以S3試件為例來概述總體破壞過程：加載初期，絕緣子試件因作動器施加的荷載較小從而位移變化較小，試件仍處于彈性工作狀態，絕緣子試件表面沒有明顯的變形和裂縫；加載到28 mm時，試件底部鋁合金法蘭與絕緣子瓷柱連接處出現掉白色渣粉的現象,反向加載至28 mm時,絕緣子試件底部出現裂紋并伴隨吱吱咯咯聲音。正向加載到33 mm時，試件突然出現劇烈的開裂聲，隨即數據采集儀上顯示作動器的力突然下降。破壞后,絕緣子試件底部鋁合金法蘭與瓷體連接處出現寬約2 mm的水平裂縫，絕緣子試件底部裂縫隨著加載位移增加亦不斷變寬，加載到68 mm時，停止加載，此時作動器的力接近0，試驗宣告結束，試件喪失承載能力。

2.2 滯回曲線

圖7所示為各試件實測水平荷載-柱頂水平位移(P-Δ)滯回曲線。試驗先進行正向加載(試件受推)而后進行負向加載(試件受拉)，記試件受推時位移為正，受拉時位移為負。由圖7可見：①大部分絕緣子試件的滯回曲線均呈現為較為狹窄的梭形，表明絕緣子抗震耗能能力比較弱；②在絕緣子試件開裂前的加載前期，滯回曲線的斜率較為陡峭，試件變形恢復迅速，滯回曲線的加卸載路徑基本重合；③根據圖10(a),一根絕緣子試件的累計耗能比兩根絕緣子累計耗能曲線增長速度更加顯著，且加載到峰值荷載后試件突然開裂，加載到絕緣子上的荷載急劇下降，試件基本失去承載能力，表明絕緣子之間的鋁合金連接件在加載過程中增加了試件的耗能能力；④絕緣子高度對滯回曲線的形狀有顯著影響，隨著絕緣子高度的增加，滯回曲線梭形逐漸變為狹窄，表明試件高度較高的絕緣子試件耗能顯著下降；⑤隨著軸壓比的增加，絕緣子試件的極限承載力增加、極限位移及耗能能力逐漸減小，滯回曲線的飽滿程度顯著降低。

根據破壞現象可以看出，破壞一般都是從試件根部彎矩最大處開始，試件根部絕緣子瓷柱轉角過大并且傘裙與下部鋁制法蘭相互擠壓，試件從根部開始出現裂紋，開裂導致水平荷載急劇減小，開裂后水平裂縫數量增長減小。破壞時試件受壓區陶瓷酥碎，破壞特征更加明顯。對于一根絕緣子的試件，試件的高度為兩根絕緣子的試件的1/2。不考慮絕緣子試件之間連接法蘭的作用，由結構力學可知[26]，對于一端固定一端滑動的桿件，試件材性和截面面積不變時，試件剛度為K=12EI/l3,一根絕緣子試件的剛度為兩根絕緣子試件剛度的8倍，根據公式F=KΔ，表明同一級別位移下所需要力與剛度成正比，即：F1/F2=8，其中，K、Δ、F1、F2分別試件剛度、試件頂部位移、相同位移級別S1的水平荷載，S5的水平荷載。如圖7(a)、(f)所示分別為一根絕緣子試件S1和兩根絕緣子試件S5的滯回曲線，當加載到位移級別為17 mm時，S1和S5的荷載分別為24.26 kN和4.32 kN，實際得到的F1/F2<8,也就是S5的實際剛度大于理論值，分析原因是絕緣子之間的連接法蘭增加了試件的剛度。

(a) S0

(b) S1

(c) S2

(d) S3

(e) S4

(f) S5圖7 試件滯回曲線Fig.7 Force-displacement responses of specimens

對比不同高度的絕緣子試件S2、S3和S4，如圖7所示，S2，S3和S4的峰值荷載分別為6.06 kN，6.01 kN，5.61 kN，表明隨著絕緣子高度增加，加載峰值荷載減小；開裂后絕緣子底部橫向裂縫的發展速率加快，裂縫寬度在開裂后迅速增大，最終破壞時試件的彎曲破壞特征更加顯著，其原因為絕緣子高度的增加導致其剛度減小，進而造成其抗彎性能不斷劣化。

試件高度和絕緣子數量相同時，對比不同軸壓比試件的破壞現象，當軸壓比較大時(n=0.3)，S5試件加載到破壞時絕緣子瓷柱部分與底部法蘭連接處出現了水平裂紋與部分豎向裂紋，且根部傘裙呈現出脆性斷裂,如圖6(f)所示；當軸壓比適中時(n=0.2)，S2試件底部區域出現了水平裂縫與貫通的豎向裂縫，S2試件底部區域呈現出明顯脆性，如圖6(c)所示；當軸壓比較小時(n=0.1)，如圖6(a)所示，S0試件底部絕緣子與法蘭連接處出現寬度較小的水平裂紋，未出現明顯脆性。軸壓比較大的絕緣子試件開裂時柱頂水平荷載相對較大，且開裂后水平裂縫的發展速率較快，長度較長，表明軸壓力能夠加速試件裂縫的產生并一定程度加速裂縫開展。

2.3 骨架曲線

骨架曲線由滯回曲線中同向(推或拉)各次加載的荷載極值點依次相連得到，如圖8所示。在所有骨架曲線中，試件破壞前拉伸和壓縮區間各近似為一段拋物線，破壞后試件的荷載極值點直線下降。如圖8(a)中，當位移小于5 mm時，試件S1的骨架曲線接近斜直線，表明此時絕緣子試件處于彈性變形階段。位移達到5 mm后，曲線的斜率逐漸變得平緩，表明絕緣子的剛度開始退化。直至位移為17 mm時，此時達到絕緣子試件的峰值荷載并發生斷裂破壞，骨架曲線急劇下降，絕緣子試件喪失承載能力。

(a) 絕緣子個數不同時骨架圖

(b) 軸壓比不同時骨架圖

(c) 高度不同時骨架圖圖8 骨架曲線對比Fig.8 Comparison of skeleton curve

不同絕緣子拼裝數量下試件的骨架曲線對比圖如圖8(a)所示。在試件破壞之前，如位移為11 mm時S1和S5的極限荷載分別為18.34 kN、3.06 kN，整體來看同一位移級別下，絕緣子試件S5的極限荷載小于S1，表明試件的承載力隨著絕緣子拼裝數量的增加而減小。S1試件破壞時的柱端水平位移小于S5的位移，表明絕緣子的變形能力隨著絕緣子拼裝數量的增加而增加。圖8(b)為軸壓比不同時的絕緣子試件骨架曲線圖，可以看到隨著軸壓比的增加，同位移級別下試件極限荷載逐漸增加，且破壞時的柱端水平位移減小，說明絕緣子試件的變形能力隨著試件的軸壓比的增加而減小。圖8(c)為不同高度絕緣子骨架曲線的對比，加載前期，兩骨架曲線基本重合，曲線增勢變緩后，隨著絕緣子高度的增加，同位移級別下骨架曲線極限荷載逐漸增加，如位移為20 mm時S2、S3和S4的極限荷載分別為4.71 kN、4.37 kN和4.34 kN，這表明隨著絕緣子高度的增加，絕緣子極限承載力逐漸降低。

2.4 剛度退化

剛度退化是結構抗震性能發生退化的一個主要因素，根據各循環試驗所測得荷載和位移結果得出割線剛度[27]和水平位移的關系曲線，其表達式為

(1)

式中：Ki為絕緣子試件每級循環加載的等效剛度；Pi，Δi分別為試件第i次加載的峰值荷和峰值荷載對應的位移，+，-號分別表示正、反方向加載。

如圖9所示為各絕緣子試件的剛度退化曲線，總體上看，各絕緣子試件的剛度退化趨勢相似，在同級位移控制加載下，隨著加載循環次數的增加絕緣子剛度呈衰減量較小的衰減趨勢，表明絕緣子抗側移能力較強。絕緣子剛度在試驗加載前期退化速度較快，隨著加載位移的增大，試件剛度退化速度有所下降并逐漸趨于平緩。加載到峰值荷載時，各絕緣子的剛度突然直線下降，繼續加載至試件的剛度退化到幾乎為零。圖9(a)為試件絕緣子拼裝數量不同時的剛度退化曲線，開裂前，S1的剛度顯著高于S5試件，加載過程中S5絕緣子試件的剛度退化曲線較平緩，S1剛度退化較快，同級別位移循環加載，S1剛度衰減量較S5更大；開裂后，S1試件剛度急速退化到兩根絕緣子剛度以下S5試件以下,說明兩根絕緣子試件中連接法蘭在實驗過程中耗散了大量能量。

(a) 絕緣子個數不同時剛度退化圖

(b) 絕緣子軸壓比不同時剛度退化圖

(c) 絕緣子拼裝數量不同時剛度退化圖圖9 剛度退化曲線對比Fig.9 Comparison of stiffness degradation curves

圖9(b)為軸壓比不同時的絕緣子剛度退化曲線，隨著加載位移的增加各曲線呈下降趨勢。隨著絕緣子試件的軸壓比增大，初始剛度增大，加載過程中剛度退化速率越快，表現為其剛度退化曲線與軸壓比較小試件的剛度退化曲線出現交點。圖9(c)顯示了絕緣子高度不同時剛度退化曲線，在加載過程中，隨著試件高度增加，相同位移級別下剛度逐漸減小。當試件出現裂紋時，剛度曲線直線下降，剛度退化現象尤為顯著；在加載后期各試件裂紋充分發展且均破壞嚴重，剛度退化曲線基本重合。

2.5 耗能能力

耗能能力是指試件吸收能量的能力，試件的P-Δ滯回曲線形狀越狹窄、包圍的面積越小表明試件的耗能能力越弱。為定量分析不同高度，絕緣子數量及軸壓比的絕緣子構件耗能能力的變化規律。本文采用累積滯回耗能Esum為性能指標，其計算方法為如下

(2)

式中，Ei為第i圈試件的滯回耗能。

絕緣子試件的累積耗能與加載循環次數、高度、絕緣子數量以及軸壓比均有一定的相關性，如圖10所示。具體表現為：軸壓比相同時，兩根絕緣子試件的累計耗能總是低于一根絕緣子，如圖10(a)所示，隨著加載圈數的增加，絕緣子的累計耗能能力增加明顯，S1試件發生開裂后，試件耗能能力減弱，在27圈時，絕緣子發生開裂，絕緣子承載能力顯著降低，隨后隨著絕緣子圈數的增加，絕緣子發生累計耗能曲線變緩；隨著絕緣子高度的增加，各試件累積滯回耗能呈減小趨勢；絕緣子數量和高度相同時，隨著軸壓比的增大，累積耗能E亦逐漸降低。

(a) 絕緣子個數不同時累計耗能圖

(b) 絕緣子軸壓比不同時累計耗能圖

(c) 絕緣子高度不同時累計耗能圖圖10 累積耗能曲線Fig.10 Cumulative energy dissipation curve

2.6 轉角-力矩關系

在水平荷載作用下，絕緣子的典型破壞形式一般包括試件絕緣子連接件彎曲變形、絕緣子瓷柱和鋁合金法蘭膠狀脫黏和絕緣子瓷柱水平斷裂。加載過程中，絕緣子破壞的過程伴隨著水平裂縫的發展，最終表現出彎曲破壞，因此在加載過程中的本節關注不同性能能參數下試件的轉角-力矩關系。

假設試驗過程中轉角變形主要集中在絕緣子根部，如圖11所示，根據幾何關系及數據采集儀對試件根部傘裙所設的垂直位移計所采集的數據，從而計算絕緣子根部轉角變形。如圖11所示：h=h1+h2,θ=h/L其中：h為瓷柱豎向相對移動的總高度，h1為位移計所測左側絕緣子最底部傘裙豎向位移，h2為位移計所測的右側絕緣子最底部傘裙豎向位移，L為左右豎向位移計的水平距離，θ為瓷柱轉角。

圖11 試件轉角計算示意圖Fig.11 Calculation diagram of shear displacement

實驗過程中通過作動器正反方向上試件底部傘裙的垂直位移計測量的數據，處理得出的彎矩-轉角關系。以S5試件為例，如圖12所示：結果表明，各試件底部接頭的滯回規則相似，接頭在破壞時的旋轉大致為3×10-3rad。最后由于試件絕緣子和底部鋁合金底座連接處的旋轉機制，可知絕緣子底部存在明顯的擠壓效應，會增加試件發生脆性斷裂的概率。S0、S2和S5試件軸壓比依次增大，根據圖7(a)、(c)、(f)所示,在試驗過程中破壞時作動器的水平位移分別為-28.918 mm、-27.492 mm和26.032 mm， 通過計算對應破壞時刻試件根部傘裙處垂直位移計所采集的數據，如圖12所示，得到各試件破壞時發生的轉角分別為S0為3.86×10-3rad、S2為3.74×10-3rad和S5為3.65×10-3rad，由此推斷相同轉角下，軸壓比越大的絕緣子試件越容易發生破壞，說明軸壓比越大，絕緣子底部發生擠壓效應越強。

(a) S0絕緣子底部轉角-力矩曲線

(b) S2絕緣子底部轉角-力矩曲線

(c) S5絕緣子底部轉角-力矩曲線圖12 絕緣子底部轉角-力矩曲線Fig.12 Insulator bottom bend-torque curve

3 有限元模型

3.1 有限元模型的建立

本文采Abaqus有限元分析軟件建立如圖13所示的絕緣子低周往復加載下的模型圖，模擬絕緣子在循環荷載作用下的破壞狀態。試驗試件使用水泥膠合劑將法蘭和絕緣子瓷柱的膠狀固定，因而在有限元模型中通過黏結面層將絕緣子與水泥膠合劑、水泥膠合劑與鋁合金法蘭進行約束。

圖13 試件有限元模型Fig.13 Single freeze-thaw cycle scheme

支柱絕緣子設備詳細資料由制造商提供，設備各構件材料參數如表2所示。

表2 絕緣子材料基本參數Tab.2 Basic quality of the materials

本文建立的支柱絕緣子的有限元模型。為減少運行時間和成本，在不對計算精度有所影響的情況下對該模型進行簡化。考慮到網格劃分、計算分析等步驟的可操作性和效率，需要對模型進行部分簡化與等效處理：

最終建立支架-支柱絕緣子體系模型效果圖見圖13。

首先將傘裙根部的倒角簡化為直邊設計，減少網格劃分數量。研究所用的支柱絕緣子法蘭連接方式為膠裝連接。同時忽略螺栓在加載過程產生的松弛現象，將法蘭與底板之間的螺栓連接方式簡化為螺孔位置的固定約束。模型絕緣子瓷柱部分采用四面體，其他部分采用六面體單元進行網格劃分，黏結區域通過加密網格劃分從而獲得較高的計算精度，共包含939 535個節點、647 321個單元，網格模型見圖13。六面體，四面體單元分別采用計算精度較高的C3D8R，C3D10單元；黏結界面層則采COH3D8單元。

對網格模型定義正確的單元類型、施加合適的邊界條件、并在瓷柱頂部截面耦合參考點，施加水平位移荷載，提交計算可獲得不同參數組合下絕緣子低周往復荷載作用的滯回曲線。

3.2 滯回曲線對比驗證

將有限元模型計算結果與試驗所得的滯回曲線的進行對比，如圖14所示，可知兩者吻合良好，表明本文建立的有限元模型能夠較好地反應絕緣子的滯回性能。然而由于試驗試件本身的誤差，最終的試驗結果存在一定程度的誤差，這主要與試件的出場設計的誤差、連接法蘭的緊固狀態、擬靜力試驗的加載誤差等因素密切相關。

(a) S0

(b) S1

(c) S2

(d) S3

(e) S4

(f) S5圖14 滯回曲線對比Fig.14 Comparison of hysteresis curve

4 結 論

本文通過對絕緣子試件進行擬靜力加載試驗，可以得到如下結論：

(1) 在加載過程中，試件絕緣子根部和底部鋁合金底座連接處的旋轉機制，會造成絕緣子瓷柱底部發生擠壓現象導致試件受壓產生裂紋，并且軸壓比越大試件發生擠壓效應越明顯。試件破壞位置主要集中在絕緣子底部膠狀黏結區域。各絕緣子試件破壞特性都表現為彎曲破壞，主要包括絕緣子底部膠裝部分脫黏和絕緣子根部斷裂。試件的破壞形態與絕緣子連接數量以及軸壓比密切相關，而高度對其破壞形態的差異影響較小。

(2) 高度和軸壓比對絕緣子試件的滯回性能影響較大，隨著絕緣子高度以及軸壓比的增加，滯回曲線由飽滿度較大的對稱的梭形逐漸變為狹窄不對稱的梭形，變形能力逐漸減弱，累積耗能能力顯著下降。絕緣子極限承載力隨著高度的降低和軸壓比的增加而增強。

(3) 在循環加載前期，軸壓比對絕緣子剛度有較大的影響，絕緣子初始剛度及剛度退化速率隨著軸壓比的增加顯著增加。此外，依托本實驗的有限元模型有效仿真，為本課題后續設備易損性分析提供有力依據。

本文通過試驗研究發現破壞一般都發生在絕緣子瓷柱和底部法蘭連接處，和文獻[18,20]的結論相符合，但是文獻無法準確評估絕緣子的機械性能以及動力特性的變化規律。因此本文研究了絕緣子的動力特性及滯回特性與高度、軸壓比、絕緣子拼裝數量之間的聯系。該研究成果可以應用到變電站高壓電氣設備的抗震性能的分析過程中，對后續分析變電站電氣設備地震易損性及其電力系統連通性提供理論及工程依據。