复合绝缘子由各单个伞裙安装在芯体上构成。复合绝缘子结构主要特点是将机械强度与外绝缘性能分开。伞裙护套承担电气负荷，芯体由玻璃纤维作增强材料、环氧树脂作基体的玻璃钢复合材料制成，用来保证绝缘子的机械特性，充分发挥芯棒材料拉伸机械强度高和伞裙护套材料耐老化的优点。

国内外学者对复合绝缘子的力学性能做了研究，Paris等^[1]研究了复合绝缘子玻璃纤维芯棒在持续荷载作用下的力学性能。Kumosa等^[2]对受到轴向力作用，与金具为压接式连接的复合绝缘子芯棒进行了力学性能研究，对不合理的压接方法进行讨论。Tourreil等^[3]对3种不同设计的高压复合绝缘子在长时间断裂失效情况做了对比分析，以设计出在长期荷载下每日负荷增长最小的复合绝缘子。丁京玲等^[4]对±800 kV直流棒形悬式复合绝缘子的各个组成部分进行了设计，提出应采用低碱玻璃纤维制成的芯棒。张树华等^[5]通过对复合绝缘子配玻璃纤维网格布探究绝缘子的拉伸力学性能，表明复合绝缘子拉伸力学性能随着纤维含量增加而增大。欧阳民康^[6]对高电压悬式合成绝缘子芯棒考虑大气曝晒、水浸、温度等因素对绝缘子玻璃棒力学性质影响的情况做了张拉实验。武怀永^[7]提出复合绝缘子的实际强度并不是取决于芯棒的机械强度，而是绝缘子端部连接件的机械强度。袁骏^[8]对特高压复合绝缘子的机械性能做了实验数据对比，提出1 000 kV的复合绝缘子应采用压接式结构来满足机械性能要求。余涛等^[9]对复合绝缘子接头处破坏进行了研究，提出了金具滑脱是绝缘子破坏的主要形式。谢占山^[10]对500 kV的V串复合绝缘子进行机械疲劳试验。在试验中，对复合绝缘子疲劳损伤部位进行微观和宏观的对比分析，发现疲劳损伤首先是由芯棒与金具接触外表面开始，金具与芯棒连接过渡区为复合绝缘子发生疲劳断裂地方。

虽然复合绝缘子的玻璃纤维在机械荷载下承担所有负荷，但绝缘子的破坏形式主要是芯棒与金具的滑移破坏，尽管国内外对复合绝缘子做了诸多力学性能研究^[11-16]，但对绝缘子在高低温环境下的拉伸滑移性能研究较少。研究采用原厂工艺生产的绝缘子模型，在高温、常温、低温3种环境下，对复合绝缘子机械拉伸性能进行研究，以探究绝缘子在不同环境下发生破坏的形态，为绝缘子制造和选型提供理论支持。

1 复合绝缘子破坏力学分析

压接结构虽然在国外复合绝缘子上已经普遍使用，经过十多年发展，同轴多向压接式已成为端部金具连接的主流形式，如图 1(a)所示。压接式需要把金具设计成带有圆筒柱状内腔结构，这样可把芯棒插入圆筒内腔，再利用压接机器沿金具径向施加一定的预压力，通过金具塑性变形达到与芯棒粘结紧密，来抵抗机械拉伸负荷。与楔接式不同，压接式是非自锁结构，必须依靠足够的预压力使金具塑性变形来抵抗滑移。绝缘子受到拉伸荷载时，外荷载将由芯棒与金具接触表面形成的静摩擦力和轴向剪切力共同平衡承受，保障复合绝缘子的拉伸强度。复合绝缘子连接强度主要由接触面上静摩擦力决定，而静摩擦力与接触面上摩擦系数、预压力大小以及压接区长度等力学参数相关，芯棒端部受力如图 1(b)所示。

设压缩负荷释放后，端部金具中的残余应变在界面处产生的法向(径向)接触压力为F_n，金具与芯棒接触面的静摩擦系数为f_u，则由预压力产生的静摩擦力为f_uF_n。当复合绝缘子受到纵向拉力F₀时，此时通过静力平衡有：F₀=f_uF_n，设芯棒的原始半径为R，金具与芯棒压接部分纵向长为l，则给芯棒施加的径向压缩应力σ_r为：σ_r=F_n/(2πRl)；芯棒受到z轴方向轴向应力σ为：σ=F₀/(2πRl)。

另一方面，假定芯棒由均质材料构成，只考虑其压缩弹性变形阶段来求解压缩应力σ_r：

$ \varepsilon_{\mathrm{r}}=\frac{\sigma_{\mathrm{r}}}{E_{\mathrm{r}}}-\mu \frac{\sigma_{\varphi}}{E_{\varphi}} ; \varepsilon_{\varphi}=\frac{\sigma_{\varphi}}{E_{\varphi}}-\mu \frac{\sigma_{r}}{E_{\mathrm{r}}}, $

得到

$ \sigma_{\mathrm{r}}=\frac{E_{\mathrm{r}}}{1-\mu^{2}}\left(\varepsilon_{\mathrm{r}}+\mu \varepsilon_{\varphi}\right)。$

(1)

同时，设芯棒受到径向压缩弹性变形为Δ，则有ε_r=Δ/R；ε_φ=Δ/R代入上式可得

$ \sigma_{\mathrm{r}}=\frac{E_{\mathrm{r}}}{R(1-\mu)} \Delta=\frac{F_{n}}{2 \pi R l}, $

(2)

$ \mathit{\Delta}=\frac{F_{\mathrm{n}}(1-\mu)}{2 \pi l E_{\mathrm{r}}}=\frac{F_{0}(1-\mu)}{2 \pi l E_{\mathrm{r}} f_{\mathrm{u}}}。$

(3)

从而整个芯棒端部压缩量u=2Δ。

根据上海同春机电技术有限公司生产绝缘子压接机的技术标准规定，对于额定机械负荷70 kN长棒形芯棒生产试样，如图 2所示，其提供的压接模具长度L=35 mm、R=12 mm、μ=0.3、E_r=4 300 MPa、f_u=0.7(考虑E类玻璃纤维环氧树脂棒中玻纤体积含量约为0.62)、假定拉伸负荷70 kN。通过上式可以算出：Δ=0.074 0 mm，σ_r=37.894 MPa，σ=26.526 MPa。

通过常温下力学分析可知，当复合绝缘子受到70 kN拉伸荷载时，压接结构必须保证端部芯棒压缩量u为0.148 mm，而此时芯棒仅承受26.526 MPa轴向拉伸应力，远低于玻璃纤维增强环氧树脂芯棒材料本身拉伸破坏强度1 000 MPa。这也表明复合绝缘子机械破坏负荷取决于金具与芯棒连接强度，其破坏的主要特征为端部金具的滑移。因为端部金具的热膨胀系数与玻璃纤维增强环氧树脂芯棒有较大差异，在高低温环境下，两者的配合效果需要试验进行进一步证明。

2 试验简介 2.1 试验仪器

试验选在哈尔滨工业大学力学性能试验室进行，采用Instron1186电子万能试验机，通过位移控制试验，最大载荷可达±200 kN、横梁速度范围可达0.002~500 mm/min、载荷精度±0.5%。有专门与万能试验机搭配用于高低温试验的环境箱，温度范围控制在-150~500 ℃。

2.2 试验材料

受到环境箱尺寸和最大拉伸载荷的限制，选取FXBW-220/70复合绝缘子芯棒作为拉伸试样，如图 2所示，其总长为32±0.5 cm，该模型由厂家直接提供。由于研究重点在芯棒与金具之间接触滑移，所以选取常规电压220 kV输电线路复合绝缘子芯棒，直径为常用24 mm，压接区长度35 mm。

2.3 试验过程

复合绝缘子拉伸力学性能随温度变化试验，按照温度从低到高依次进行测试，具体高低温试验按以下步骤进行：

1) 先进行低温环境下复合绝缘子拉伸力学性能试验，将环境箱安置于指定位置，与万能试验机进行有效搭接组合。提前把液氮储存罐与环境箱通过传输波纹管连接好，检查各接口密闭性，防止液氮传送过程中大量泄漏。

2) 在环境箱里，将试样通过两端M20螺杆安装拧紧于试验机上下拉伸螺纹夹具之间。调整试验机横梁位置，插上插销，将拉伸螺纹夹具与万能试验机力学传感器固定死，最后合上环境箱阀门。

3) 启动万能试验机的计算机控制程序，输入试样参数，设置加载方法。试验按照位移加载模式加载，起始阶段按照0.5 mm/min加载，曲线上升到平稳阶段后，为节约时间，逐渐升到1 mm/min加载。

4) 开启液氮储存罐阀门，给环境箱注入液氮，阀门开关不可拧得过松，防止液氮泄漏。给温度控制系统设定指定温度，试验低温值为-50 ℃、-40 ℃、-30 ℃，每个温度点做3次拉伸试验，先降温到-30 ℃，待温度达到指定温度后，不可急于开始试验，先对试样进行30~40 min的保温处理。

5) 保温处理后，启动计算机程序控制开关，万能试验机开始工作，计算机开始实时记录荷载位移数据，显示荷载位移曲线。待曲线上升到平稳阶段，为加快试验进度，逐渐将加载速率修改到1 mm/min。

6) 加载直至金具与芯棒完全拉脱，控制计算机程序停止加载，打开环境箱大门，此时温度控制系统会自动停止液氮注入，然后快速取下试件，换上新试件，以此循环。

7) 低温试验结束后，撤走液氮储存罐，开始准备进行高温试验，先进行常温25 ℃拉伸试验。试验高温值为120 ℃、150 ℃，同样每组温度值做3次拉伸测试，环境箱可直接对内部空气进行加热，试验更加方便，步骤与低温试验完全相同。

3 芯棒拉伸试验现象及分析

复合绝缘子芯棒拉伸力学性能实质上可以归结为端部压接金具与复合绝缘子芯棒的拉伸滑移过程，拉伸滑移全过程一般可分成3个阶段：荷载上升段、荷载达到第一个峰值后的继续增大强化阶段以及最后的拉脱荷载下降段。

从试验后拉伸破坏现象(见图 3)可以看出：当温度达到120 ℃时，金具与压接区芯棒表面的滑移摩擦会造成该部位芯棒受损较严重，大大减弱了金具与芯棒的压接效果；继续升高温度达到150 ℃时，在拉伸过程中发现，不仅压接区芯棒表皮环氧树脂类材料受损严重，破坏范围甚至已经波及到非压接区域，造成整根芯棒受损。说明高温对芯棒表面的环氧树脂类材料有明显的软化作用，会造成芯棒机械性能下降。相比之下：常温25 ℃和低温-30 ℃、-40 ℃、-50 ℃，各3组试样在试验过程中压接区芯棒表面都没出现过度受损，只是金具在拉脱过程中对芯棒造成正常的摩擦滑移受损。

4 芯棒拉伸试验结果及分析

试验测试出各个温度下，复合绝缘子端部金具与芯棒之间的黏结滑移曲线，如图 4所示。由于试验中可能出现材料受力不均匀，材料制作工艺差异，试验时的人为误差，导致试验结果出现较大误差，故每组实验工况都采用了2~3个同种试件进行实验，编号为1~3号试件。图 4表明，不同温度下的金具与芯棒滑移性能各有不同，在25 ℃常温状态下，试件屈服荷载约为50 kN，并在荷载达到72 kN左右时被拉脱破坏；低温状态下，在-30℃和-50℃时，试件的屈服荷载约为45 kN，相比常温状态下降低了10%，并在荷载达到60 kN左右时，金具与芯棒被拉脱破坏；而在-40 ℃时，切线模量相比-30 ℃和-50 ℃有明显的增大，滑脱破坏荷载也相比-30 ℃和-50 ℃略大，达到了66 kN；而在高温状态下，可以明显地看出，切线模量近乎为0，即试件的屈服极限荷载相当于滑脱破坏荷载，随着温度升高，屈服极限荷载明显减小，如图 4(f)所示，在150 ℃时，屈服极限荷载仅为31 kN左右，明显小于试件在120 ℃和常温下的屈服极限荷载值；由此可见，高低温都会导致金具和芯棒的粘结强度减小，高温的影响相比于低温更加显著。

各相应拐点对应荷载位移值如图 5和图 6所示。可以看出，高温对滑移强化段荷载峰值影响较大，当温度达到120 ℃时，滑移强化段荷载峰值为额定破坏负荷值的61.21%；当温度升高到150 ℃时，荷载滑移曲线没有强化段，金具拉脱荷载值变为滑移上升段荷载峰值，此时对应最大荷载值仅为额定破坏负荷值的44.94%，从破坏现象可以清楚看到，高温对芯棒表面环氧树脂有极强溶解作用，在滑移过程中芯棒表面受损严重，造成金具拉脱力大大降低。当温度降为-30℃时，对应最大荷载峰值为额定破坏负荷值的90.25%，说明复合绝缘子强度略有降低。当温度为-40 ℃时，滑移强化段荷载峰值相比-30 ℃还略有升高，为额定破坏负荷值的93.15%，因为温度的稍微降低，引起金具的热胀冷缩，增强了压接作用，引起粘结强度略微增大。当温度降到-50 ℃，对应最大荷载峰值降到额定破坏负荷值的86.91%，表明温度过低，会降低金具对芯棒的压接效果。因为芯棒是由环氧树脂包裹的玻璃纤维增强塑料制成，相较于玻璃纤维的高刚度，环氧树脂的分子链结构更加灵活，造成其刚度较低，所以会引起芯棒在低温下有更大的横向收缩率，影响到金具对芯棒的压接性能。

5 结论

芯棒与端部金具的黏结滑移为复合绝缘子力学破坏的主要形式。针对现有市场普遍适用的端部金具压接式复合绝缘子，原厂工艺加工端部金具的样式，设计出了压接式复合绝缘子拉伸试验的通用试样。对不同温度下复合绝缘子芯棒进行拉伸试验。研究表明：

1) 复合绝缘子机械破坏负荷取决于金具与芯棒连接强度，其破坏的主要特征为端部金具的滑移。

2) 因为端部金具的热膨胀系数与玻璃纤维增强环氧树脂芯棒有较大差异，无论是高温还是低温，复合绝缘子的力学性能均产生下滑。

3) 温度超过120 ℃时，金具与芯棒的黏结滑移性能大大降低；温度达到150 ℃，金具芯棒黏结滑移曲线没有荷载强化上升段。

4) 在低温环境下，复合绝缘子端部金具拉脱破坏负荷值只是略微降低，当温度为-50 ℃时，试验测出拉脱力为额定破坏负荷值的86.91%。