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(中國電力科學(xué)研究院，北京 100192)

0 引言

支柱絕緣子是變電站、換流站內(nèi)重要的組成設(shè)備，地震作用下一旦發(fā)生折斷，不但其自身功能將遭到破壞，還會造成相鄰其他設(shè)備的拉斷或砸毀，嚴(yán)重威脅電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行，因此其機(jī)械力學(xué)行為吸引了廣泛的研究關(guān)注[1-3]。雖然支柱絕緣子的應(yīng)用已有較長時間的經(jīng)驗(yàn)，然而復(fù)合材料支柱絕緣子出現(xiàn)的時間相對較晚，其制作工藝、設(shè)計方法還在不斷發(fā)展[4-7]。復(fù)合支柱絕緣子由于具有體積小、重量輕、便于運(yùn)輸和安裝、抗震性能好以及耐污閃、冰閃能力強(qiáng)等特點(diǎn)[8]，被廣泛地用于替換傳統(tǒng)的瓷質(zhì)絕緣子。

震害資料表明支柱類電氣設(shè)備地震易損性較高，而且設(shè)備根部以及法蘭膠裝部位是抗震薄弱環(huán)節(jié)[9-11]。對于瓷質(zhì)絕緣子，當(dāng)瓷套管與法蘭分別采用水泥膠裝、彈簧卡式連接時，其連接部分的彎曲剛度可以根據(jù)《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50260—2013)確定。對于復(fù)合支柱絕緣子，其端部與法蘭通過黏合劑膠裝連接[5]，膠裝部位的幾何尺寸、膠裝工藝、膠裝材料等與瓷質(zhì)絕緣子存在較大差異，因此對其法蘭膠裝部位的力學(xué)性能應(yīng)單獨(dú)研究。目前，大多數(shù)研究工作主要集中于單根支柱絕緣子力學(xué)行為的研究。Bonhte等[12]建立了空心復(fù)合支柱絕緣子與金屬法蘭膠裝部位的有限元模型，研究了拉伸、彎曲載荷下法蘭膠裝部位的應(yīng)力分布，并通過彎曲試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)復(fù)合支柱絕緣子的破壞始于法蘭膠裝部位的破壞。Roh等[13]利用線性彈簧、非線性彈簧、粘滯阻尼、摩擦阻尼以及慣性質(zhì)量塊的組合，建立了復(fù)合支柱絕緣子的理論模型。Mosalam等[14-15]通過控制振動臺輸出模擬支柱絕緣子支架的地震響應(yīng)，研究了支架剛度對支柱絕緣子(包括瓷絕緣子、復(fù)合絕緣子)地震響應(yīng)的影響，結(jié)果顯示剛度較大的支架有利于減小支柱絕緣子的地震響應(yīng)。Epackachi等[16]利用錘擊法測試了空心復(fù)合支柱絕緣子的動力特性，并對該支柱絕緣子頂端施加往復(fù)周期性載荷，發(fā)現(xiàn)支柱絕緣子的破壞模式為法蘭膠裝部位的破壞。最近，李圣等[17]通過單節(jié)空心復(fù)合支柱絕緣子的抗彎剛度試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)法蘭膠裝段的抗彎剛度明顯小于絕緣子絕緣件的抗彎剛度，并且該復(fù)合支柱絕緣子的破壞位置同樣發(fā)生在法蘭膠裝部位。

以上研究可以發(fā)現(xiàn)，法蘭膠裝處仍然是復(fù)合支柱絕緣子的薄弱環(huán)節(jié)，然而針對復(fù)合支柱絕緣子法蘭膠裝部位力學(xué)性能(如彎曲剛度)的研究卻十分缺乏。另外，當(dāng)前的研究工作主要關(guān)注單根支柱絕緣子的力學(xué)行為，絕緣子柱的長度較短(通常<3 m)，然而為了滿足安全的絕緣距離(尤其是當(dāng)電壓等級較高時)，變電站、換流站內(nèi)實(shí)際運(yùn)行的支柱絕緣子往往是由多根絕緣子組裝而成，絕緣子間通過法蘭螺栓連接，組合安裝后的支柱絕緣子更高(>10 m)、更柔，螺栓連接又增加了結(jié)構(gòu)響應(yīng)的復(fù)雜性，因此實(shí)際運(yùn)行的支柱絕緣子的力學(xué)行為可能與單根支柱絕緣子存在一定的差異，需要單獨(dú)研究，然而針對完整裝配的絕緣子力學(xué)行為的研究卻十分稀少。

本文以±1 100 kV實(shí)心復(fù)合材料支柱絕緣子為研究對象，對構(gòu)成該支柱絕緣子的6根單節(jié)絕緣子元件分別進(jìn)行彈性彎曲試驗(yàn)，研究了該支柱絕緣子的彈性模量分布以及法蘭膠裝部位的等效彎曲剛度分布，隨后將各單節(jié)絕緣子元件組合安裝，對支柱絕緣子整柱進(jìn)行彎曲破壞試驗(yàn)，研究了支柱絕緣子的破壞模式。本文的研究結(jié)果有助于人們進(jìn)一步理解復(fù)合支柱絕緣子的力學(xué)行為，并為復(fù)合支柱絕緣子抗震性能的優(yōu)化提供一定的參考。

1 彎曲試驗(yàn)

對構(gòu)成±1 100 kV實(shí)心復(fù)合支柱絕緣子的6根單節(jié)絕緣子分別進(jìn)行彈性范圍內(nèi)的彎曲試驗(yàn)，測試各單節(jié)絕緣子的彈性模量以及法蘭膠裝部位的等效彎曲剛度；隨后對±1 100 kV實(shí)心復(fù)合支柱絕緣子進(jìn)行整柱彎曲破壞試驗(yàn)，研究支柱絕緣子的破壞模式。

1.1 試件信息

±1 100 kV實(shí)心復(fù)合材料支柱絕緣子總長15.66 m，總重3.7噸，圖1給出其裝配示意圖。該支柱絕緣子由6根單節(jié)絕緣子(從上至下依次標(biāo)注為A1、A2、A3、A4、A5、A6)組裝而成，其中A6節(jié)絕緣子長2.56 m，重630 kg，底部法蘭高度h=220 mm，法蘭膠裝外徑d=360 mm，如圖1(b)所示，其他節(jié)絕緣子信息見表1。各單節(jié)絕緣子均由直徑為300 mm的實(shí)心復(fù)合材料絕緣件構(gòu)成，絕緣件的兩端與法蘭(45號鋼)通過黏合劑膠裝連接。

圖1 (a)復(fù)合支柱絕緣子裝配圖；(b)法蘭膠裝參數(shù)Fig.1 (a)Schematic of composite post insulator; (b)flange adhesive joint parameters

編號長度/mm質(zhì)量/kg截面直徑/mm下法蘭高度/mm下法蘭外徑/mmA13225710300150340A22425585300150340A32465590300180340A42495595300180340A52495595300200360A62555630300220360

1.2 彈性彎曲試驗(yàn)

圖2給出彈性彎曲試驗(yàn)的裝配圖。

圖2 彎曲試驗(yàn)裝配圖Fig.2 Schematic of bending test setup

如圖2(a)所示，支柱絕緣子頂部法蘭與T型連接板通過螺栓緊固連接，T型連接板的另一端與水平放置的作動器相連，通過控制作動器的位移對絕緣子頂端施加水平拉力。作動器安裝有位移傳感器以及力傳感器，用于測量作動器的位移以及施加給支柱絕緣子的水平拉力。絕緣子底部法蘭通過螺栓緊固在底座(厚鋼板)上，底座厚度為80 mm，底座通過螺栓固定在地面上，試驗(yàn)中利用千分表(精度0.001 mm)測量底座的豎向變形。支柱絕緣子底部法蘭的上下兩端分別安裝千分表，如圖2(b)所示，其中上端千分表用來測量法蘭膠裝頂端的水平位移，下端千分表用于檢驗(yàn)法蘭是否發(fā)生剛體位移。測量結(jié)果顯示底座的豎向變形相對于法蘭膠裝部位的變形很小，可以忽略不計，法蘭膠裝部位下端的位移同樣很小，膠裝部位幾乎沒有剛體位移。法蘭膠裝頂端2 cm處的絕緣子表面粘貼有應(yīng)變片，如圖2(b)所示，用于測量支柱絕緣子根部的應(yīng)變。試驗(yàn)中支柱絕緣子的受拉、受壓兩側(cè)均布置了千分表以及應(yīng)變片。

1.3 彎曲破壞試驗(yàn)

圖3給出彎曲破壞試驗(yàn)的裝配圖。如圖3(a)所示，各單節(jié)絕緣子A1-A6按順序組合安裝并固定于地面，支柱絕緣子的頂端安裝有力傳感器，力傳感器的另一端與手拉葫蘆的起重鏈條相連，試驗(yàn)中通過人工拉動手拉葫蘆的手動鏈條對支柱絕緣子施加拉力。初始時，手拉葫蘆的位置低于支柱絕緣子頂端，起重鏈條拉直后與水平地面間夾角θs≈4°，且整個加載過程中始終有θs<4°，因此可以近似認(rèn)為手拉葫蘆施加給支柱絕緣子的載荷為水平拉力。各單節(jié)絕緣子根部受拉、受壓側(cè)均粘貼應(yīng)變片，A5、A6節(jié)絕緣子下法蘭表面受拉、受壓側(cè)均粘貼應(yīng)變片，測點(diǎn)位置從下至上依次標(biāo)記為G1、G2、G3，如圖3(b)所示。加載時拉動手拉葫蘆的手動鏈條，緩慢地對支柱絕緣子頂端施加拉力，每次加載ΔF=1 kN，并保持1 min，同時測量支柱絕緣子頂端的水平位移，并記錄拉力信息以及各測點(diǎn)的應(yīng)變信息。

圖3 彎曲破壞試驗(yàn)裝配圖Fig.3 Schematic of bending failure test setup

2 結(jié)果與討論

2.1 彈性彎曲試驗(yàn)

2.1.1 加卸載曲線

圖4給出A6節(jié)絕緣子頂端加載力隨頂端位移的變化曲線，其中曲線圍成的面積表示一次加卸載循環(huán)所耗散的能量。如圖4所示，加載曲線斜率隨載荷的增加略微減小，其中第二次和第三次加卸載曲線完全相同，第一次加載曲線在拉力小于25 kN時與第二、三次加載曲線相同，當(dāng)拉力大于25 kN后，第一次加載曲線開始偏離第二、三次加載曲線，曲線斜率逐漸減小，但是第一次加卸載曲線圍成的面積遠(yuǎn)大于第二、三次加卸載。加卸載曲線隨加載次數(shù)的變化說明，初次加載時絕緣子的側(cè)剛度隨載荷的增加逐漸減小，第二次加載開始絕緣子的側(cè)剛度趨于穩(wěn)定；初次加卸載循環(huán)耗散的能量略高于其他兩次加卸載循環(huán)，即第一次加載時絕緣子的阻尼較大，第二次加載開始絕緣子的阻尼趨于穩(wěn)定。

圖4 A6絕緣子加載力與位移的關(guān)系Fig.4 Relationship between the loading force and the displacement of insulator A6

以上現(xiàn)象主要依賴于法蘭膠裝部位的力學(xué)性能。絕緣子的絕緣件通過黏合劑與法蘭膠裝連接，膠裝時應(yīng)避免出現(xiàn)氣泡、空腔等情況，但微小的氣泡、空腔仍可能存在。第一次加載過程會將膠裝部位內(nèi)的氣泡、空腔等缺陷壓緊壓實(shí)，于是第一次加卸載曲線不同于第二次加卸載曲線。膠裝部位的缺陷被壓實(shí)后，第二次加卸載曲線與第三次加卸載曲線基本相同，且阻尼相對于初次加載時有所減小。其他5節(jié)絕緣子A1-A5的加卸載曲線也有相同的現(xiàn)象。

2.1.2 彈性模量

支柱絕緣子根部的應(yīng)力可通過下式計算：

(1)

式中：F為作動器施加給支柱絕緣子頂端的拉力，H為支柱絕緣子頂端相對于應(yīng)變片粘貼處的高度，D為支柱絕緣子的直徑。圖5給出A6節(jié)絕緣子根部受拉側(cè)、受壓側(cè)的應(yīng)力—應(yīng)變曲線。絕緣子根部的應(yīng)力隨應(yīng)變的增大線性升高，曲線斜率即為絕緣子的彈性模量，其中A6絕緣子受拉側(cè)彈性模量約為40.7 GPa，受壓側(cè)彈性模量約為41.2 GPa。如圖5，將受拉側(cè)的應(yīng)力數(shù)據(jù)與受壓側(cè)的應(yīng)力數(shù)據(jù)統(tǒng)一進(jìn)行線性擬合，擬合曲線的斜率作為A6絕緣子的平均彈性模量E6，E6=40.9 GPa，表2給出其余5節(jié)絕緣子的彈性模量(E1～E5)。根據(jù)表2，A1-A6節(jié)絕緣子的彈性模量差異較大，其中位于頂端的4節(jié)絕緣子間的彈性模量差別較小，并且明顯高于底部的2節(jié)絕緣子。A4節(jié)絕緣子的彈性模量最大，其彈性模量比A6節(jié)絕緣子的彈性模量高85.6%。另外A4節(jié)絕緣子受壓側(cè)測得的彈性模量比受拉側(cè)高38.3%。通過控制作動器的位移對A4節(jié)絕緣子頂端施加推力重新試驗(yàn)(原來的受拉側(cè)此次試驗(yàn)中變?yōu)槭軌簜?cè))，并不影響彈性模量的試驗(yàn)結(jié)果。

圖5 A6絕緣子根部應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.5 Relationship between the bottom stress and the bottom strain of insulator A6

彈性模量/GPaE1E2E3E4E5E6受拉71.466.675.167.149.440.7受壓66.664.462.892.847.641.2平均68.765.567.875.948.540.9

作為各向異性材料，復(fù)合材料的力學(xué)性能受多方面因素的影響，例如同一材料不同位置處纖維纏繞方向不同時，兩處力學(xué)性能可能存在較大差異，因此各單節(jié)絕緣子間彈性模量的差異以及同節(jié)絕緣子受拉側(cè)、受壓側(cè)彈性模量的差異均是制造工藝引起的。

2.1.3 法蘭膠裝部位彎曲剛度

法蘭膠裝部位的彎曲剛度定義為

(2)

式中，M為膠裝部位處的彎矩，F(xiàn)為作用在絕緣子頂端的拉力，L為支柱絕緣子的長度，θ為膠裝部位沿彎矩方向的轉(zhuǎn)角。圖6給出A6節(jié)絕緣子根部的彎矩與法蘭轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系曲線，曲線斜率即為絕緣子法蘭膠裝部位的彎曲剛度，其中A6節(jié)絕緣子法蘭膠裝處的受拉彎曲剛度約為54 391 kN·m/rad，受壓彎曲剛度約為38 394 kN·m/rad。將拉、壓兩側(cè)試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)一進(jìn)行線性擬合，如圖6，曲線斜率作為A6節(jié)絕緣子的平均彎曲剛度，則A6節(jié)絕緣子法蘭膠裝部位的平均彎曲剛度約為41 377 kN·m/rad，其余各節(jié)絕緣子法蘭膠裝處的彎曲剛度見表3。

圖6 A6絕緣子彎矩與轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系Fig.6 Relationship between the bending moment and the rotation angle of insulator A6

根據(jù)表3，A5節(jié)絕緣子底部法蘭膠裝處的彎曲剛度明顯小于其他5節(jié)絕緣子，而實(shí)際運(yùn)行中A5、A6根部承受較大彎矩，因此A5下法蘭膠裝部位的變形較大，是該支柱絕緣子的薄弱部位。

表3 法蘭膠裝部位彎曲剛度Table 3 Bending stiffness of the flange adhesive joints

2.2 彎曲破壞試驗(yàn)

2.2.1 加卸載曲線

圖7給出復(fù)合支柱絕緣子整柱彎曲破壞試驗(yàn)的加卸載曲線。如圖7所示，當(dāng)支柱絕緣子頂端水平位移較小時，整個支柱絕緣子處于彈性變形階段，拉力隨頂端位移的增大線性升高。當(dāng)頂端位移達(dá)到1.1 m(對應(yīng)拉力約11.5 kN)后，支柱絕緣子進(jìn)入塑性變形階段，拉力隨頂端位移的增大緩慢增加，直至拉力增大至18.1 kN，繼續(xù)增大支柱絕緣子位移幾乎不會引起拉力的變化。當(dāng)支柱絕緣子頂端水平位移達(dá)到4.0 m時開始卸載，卸載曲線幾乎是直線，且曲線斜率與彈性加載階段的曲線斜率相同，拉力卸載至零時，支柱絕緣子存在2.1 m的殘余位移。加卸載曲線圍成的面積為該加卸載循環(huán)所耗散的能量(塑性變形能，摩擦熱等)，約為37.7 kJ。

圖7 支柱絕緣子加卸載曲線Fig.7 Loading-unloading curve of the post insulator

2.2.2 變形與應(yīng)變

隨著拉力的不斷增大，支柱絕緣子頂端水平位移不斷增加。從外觀上來看，整個加載過程沒有裂紋的產(chǎn)生或出現(xiàn)斷裂，法蘭膠裝部位也沒有出現(xiàn)明顯的開膠、拔出等破壞現(xiàn)象，支柱絕緣子破壞的主要原因是法蘭膠裝部位的屈服。圖8給出了支柱絕緣子頂端水平位移分別為1.0 m、2.0 m以及4.0 m時支柱絕緣子的變形圖，可見整個變形過程中，最頂端的A1-A4節(jié)絕緣子幾乎保持為直線，變形主要發(fā)生在A5節(jié)絕緣子下法蘭膠裝部位，如圖8(c)所示，這與之前彈性彎曲試驗(yàn)得到的法蘭膠裝部位的彎曲剛度結(jié)果是一致的(A5節(jié)絕緣子下法蘭膠裝處彎曲剛度最小)。

分析試驗(yàn)結(jié)果可知A1-A4節(jié)絕緣子的根部應(yīng)力遠(yuǎn)小于A5、A6節(jié)絕緣子，因此本文重點(diǎn)分析A5、A6兩節(jié)絕緣子根部的應(yīng)變響應(yīng)，而忽略最頂端4節(jié)絕緣子的應(yīng)變信息。圖9給出A5、A6節(jié)絕緣子根部應(yīng)變與支柱絕緣子頂端拉力之間的關(guān)系，其中綠色圓圈表示A6節(jié)絕緣子根部應(yīng)變結(jié)果，紅色方塊表示A5節(jié)絕緣子根部應(yīng)變結(jié)果，并且受壓側(cè)數(shù)據(jù)用填充標(biāo)識符表示，受拉側(cè)數(shù)據(jù)用空心標(biāo)識符表示。如圖9所示，A6節(jié)絕緣子根部拉應(yīng)變明顯高于壓應(yīng)變，相反地A5節(jié)絕緣子根部拉應(yīng)變明顯小于壓應(yīng)變。由于A5、A6兩節(jié)絕緣子的拉、壓彈性模量相差不大(如表2，A6節(jié)絕緣子的拉、壓彈性模量相差小于2%，A5節(jié)絕緣子的拉、壓彈性模量相差小于4%)，因此支柱絕緣子在變形過程中出現(xiàn)了明顯的拉壓不對稱現(xiàn)象。另外當(dāng)支柱絕緣子處于彈性變形階段(拉力F≤11.5 kN)時，A5節(jié)絕緣子根部的壓應(yīng)變小于A6節(jié)絕緣子根部拉應(yīng)變，但是支柱絕緣子進(jìn)入塑性變形后，A5節(jié)絕緣子根部的壓應(yīng)變不斷升高并逐漸接近于A6節(jié)絕緣子根部拉應(yīng)變。

圖8 支柱絕緣子變形圖，頂部位移分別為(a)1.0 m；

圖9 支柱絕緣子根部應(yīng)變與加載力之間的關(guān)系Fig.9 Relationship between the bottom strain and the loading force of the post insulator

圖10給出A5、A6節(jié)絕緣子下法蘭應(yīng)變與加載力之間的關(guān)系。

(a)A5受拉側(cè)

(b)A5受壓側(cè)

(c)A6受拉側(cè)

(d)A6受壓側(cè)

如圖10所示，當(dāng)加載力較小時，法蘭應(yīng)變隨拉力的增大而升高；當(dāng)支柱絕緣子進(jìn)入塑性變形后，略微增大拉力就會造成法蘭較大的應(yīng)變。另外，當(dāng)拉力一定時，法蘭應(yīng)變隨高度增大而降低，即應(yīng)變G1>G2>G3，然而對于A5、A6法蘭的受拉側(cè)，當(dāng)拉力大于10 kN時，G2處應(yīng)變迅速減小，減小至接近零應(yīng)變后又迅速升高(如圖10(a)、圖10(c))，受壓側(cè)則沒有類似現(xiàn)象。

受拉側(cè)G2處應(yīng)變的變化說明加載過程中法蘭膠裝部位內(nèi)部可能出現(xiàn)脫膠現(xiàn)象，因此引發(fā)絕緣件與法蘭的變形不協(xié)調(diào)。法蘭的變形受兩方面影響，即法蘭與絕緣件的相互作用以及法蘭與黏合劑的相互作用。對于受拉側(cè)的G1(法蘭根部)處，絕緣件與法蘭間的相互作用明顯強(qiáng)于黏合劑與法蘭間的相互作用。然而對于受拉側(cè)的G2(法蘭中部)、G3(法蘭頂部)處，當(dāng)外載荷較小時，黏合劑與法蘭間的相互作用強(qiáng)于絕緣件與法蘭間的相互作用，因此脫膠發(fā)生后G2處應(yīng)變迅速減?。浑S著外載荷不斷增大，絕緣件與法蘭間的相互作用增強(qiáng)并占據(jù)主導(dǎo)地位，因此G2處應(yīng)變又迅速增大。由于受壓側(cè)法蘭受到絕緣件持續(xù)的擠壓作用，因此沒有出現(xiàn)應(yīng)變降低的情況。

復(fù)合支柱絕緣子處于彈性變形階段(F≤11.5 kN)時，絕緣子根部應(yīng)變與外拉力成線性關(guān)系(圖9)，而法蘭膠裝內(nèi)部已經(jīng)出現(xiàn)脫膠損傷(圖10(a)、圖10(c))；繼續(xù)增大拉力后，絕緣子根部應(yīng)變與外拉力之間的關(guān)系偏離線性，但非線性并不明顯，然而法蘭應(yīng)變與外拉力卻呈現(xiàn)強(qiáng)烈非線性，即法蘭發(fā)生破壞。因此，該復(fù)合支柱絕緣子的破壞模式表現(xiàn)為由初始的法蘭膠裝內(nèi)部脫膠損傷發(fā)展至法蘭膠裝部位的屈服破壞。

支柱絕緣子中的法蘭不但起著連接功能，還起著合理傳遞機(jī)械負(fù)荷的作用。合理的法蘭-膠合劑-絕緣件連接區(qū)設(shè)計應(yīng)充分發(fā)揮復(fù)合絕緣件優(yōu)秀的力學(xué)性能，當(dāng)法蘭的設(shè)計，包括形狀、厚度和膠裝深度不合適時，可能引起法蘭的破壞。當(dāng)然，設(shè)計者有意按照法蘭破壞來控制破壞值的分散性的情況應(yīng)除外，但本文只涉及1柱樣品，分散性無從考核。因此支柱絕緣子抗震性能的優(yōu)化應(yīng)首先提高法蘭膠裝部位的強(qiáng)度，包括可以提高法蘭膠裝部位的黏結(jié)強(qiáng)度防止脫膠，增大膠裝部位的彎曲剛度(增加膠裝高度、法蘭厚度)以及選擇強(qiáng)度更大的法蘭材料等等。

3 結(jié)論

通過對±1 100 kV直流復(fù)合材料支柱絕緣子進(jìn)行彈性范圍內(nèi)的彎曲試驗(yàn)以及彎曲破壞試驗(yàn)，本文研究了該支柱絕緣子的彈性模量分布、各法蘭膠裝部位的彎曲剛度分布以及該支柱絕緣子的破壞模式，得到的主要結(jié)論如下：

1)該支柱絕緣子的彈性模量分布比較離散，各單節(jié)絕緣子的彈性模量差別較大，介于(40.9～75.9)GPa，其中A4節(jié)絕緣子的彈性模量比A6節(jié)絕緣子高了85.6%。

2)各法蘭膠裝部位的彎曲剛度也存在較大差異，其中A5節(jié)絕緣子下法蘭的彎曲剛度最小，是該支柱絕緣子的薄弱環(huán)節(jié)。

3)彎曲破壞試驗(yàn)表明，該復(fù)合支柱絕緣子的變形包括彈性變形階段以及塑性變形階段，最終的破壞模式表現(xiàn)為A5節(jié)絕緣子下法蘭的屈服破壞。為充分發(fā)揮復(fù)合材料優(yōu)秀的力學(xué)性能，復(fù)合支柱絕緣子抗震性能的優(yōu)化應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注法蘭膠裝部位強(qiáng)度的提高，避免發(fā)生法蘭先于絕緣件破壞的情況。

致 謝

本文研究工作獲得了國家電網(wǎng)公司科技項目(GCB17201500063)的資助，謹(jǐn)此致謝。