大直徑復(fù)合絕緣子法蘭膠裝節(jié)點損傷及結(jié)構(gòu)參數(shù)影響研究

張若愚，曹枚根，李惠庸

(1.北方工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，北京 100144；2.國網(wǎng)甘肅省電力公司經(jīng)濟技術(shù)研究院，蘭州 730050)

0 引言

近十年，特高壓電網(wǎng)迅速發(fā)展，對于變電站及線路絕緣子的機械性能有了更高的要求[1-2]。變電站中的大多數(shù)設(shè)備都由絕緣子或套管進行支撐，隨著電壓等級的提升，電氣設(shè)備的總高度也會不斷升高，在承受外界強風(fēng)、地震等極端自然災(zāi)害時，由于結(jié)構(gòu)承載能力不足會導(dǎo)致電氣設(shè)備的破壞甚至損毀，嚴(yán)重的可能會導(dǎo)致整個輸變電工程的癱瘓[2-4]。

為提高電氣設(shè)備的抗震、防污閃等環(huán)境適應(yīng)性和抗震能力，復(fù)合材料取代陶瓷逐漸成為超、特高壓電氣設(shè)備外絕緣的主流選擇，大直徑復(fù)合絕緣子在中、重污區(qū)和地震區(qū)得到了廣泛應(yīng)用[5]。目前我國已具備 300 mm 以上大直徑復(fù)合材料絕緣子的自主研發(fā)、設(shè)計及生產(chǎn)制造技術(shù)。除材料屬性外，瓷絕緣子和復(fù)合絕緣子最大的區(qū)別在于套管與法蘭連接段的構(gòu)造型式。瓷絕緣子法蘭節(jié)點從外到內(nèi)的構(gòu)件依次為瓷套、膠裝水泥、金屬法蘭，膠裝厚度為15 mm～20 mm；復(fù)合絕緣子法蘭節(jié)點從外到內(nèi)的構(gòu)件依次為復(fù)合套管、粘結(jié)劑、金屬法蘭，膠裝厚度在1 mm左右，兩種絕緣子法蘭節(jié)點在彎曲荷載下的破壞模式也不同。大量研究表明[6-10]，支柱類復(fù)合材料電氣設(shè)備主要破壞型式為法蘭節(jié)點在彎曲荷載作用下發(fā)生粘結(jié)滑移破壞，復(fù)合套管本身基本沒有破壞。因此，在復(fù)合支柱絕緣子的眾多力學(xué)性能中，法蘭節(jié)點在彎曲荷載下的承載力及剛度是最關(guān)鍵的力學(xué)指標(biāo)之一。此外，外徑大于300 mm的大直徑復(fù)合絕緣子廣泛應(yīng)用于特高壓電氣設(shè)備中，特高壓支柱類電氣設(shè)備通常安裝在支架上，高度大、重心高，設(shè)備根部承受彎矩大，法蘭節(jié)點容易發(fā)生粘結(jié)破壞，有必要研究大直徑復(fù)合絕緣子的法蘭節(jié)點的損傷機理。

2015年，吳光亞等[11]建立1 100 kV復(fù)合支柱絕緣子有限元模型，通過改變法蘭壁厚、加勁筋及膠裝比等參數(shù)開展了仿真計算，得到了結(jié)構(gòu)參數(shù)對絕緣子機械強度的影響；2016年，馬艷枝等[12]采用基于內(nèi)聚力裂縫模型(CCM)的有限元分析方法，模擬瓷絕緣子的不同結(jié)構(gòu)界面的力學(xué)特性，開展瓷絕緣子在受彎矩外載下界面脫粘失效的過程；2016年，李圣等[13]通過對復(fù)合支柱絕緣子開展靜力側(cè)推試驗，復(fù)合支柱絕緣子破壞時套管與膠裝部位粘結(jié)面滑移，并發(fā)現(xiàn)復(fù)合支柱絕緣子中套管與金屬法蘭的膠裝連接段明顯小于套管剛度；2017年，張玥等[14]對兩只不同高度的特高壓復(fù)合支柱絕緣子開展靜力側(cè)推試驗和破壞前后的動力特性試驗，分析了法蘭節(jié)點粘結(jié)破壞程度與法蘭高度的關(guān)系，且發(fā)現(xiàn)粘結(jié)破壞時絕緣子的基頻下降明顯；2017年，曹枚根[15]等通過對3支同型號的支柱絕緣子振動疲勞試驗,得到了絕緣子振動頻率與加載次數(shù)之間的關(guān)系；2019年，石忠強等[16]建立220 kV SF6斷路器瓷套有限元模型，計算膠裝比、膠裝厚度、膠裝外徑和法蘭內(nèi)表面齒形結(jié)構(gòu)對瓷套承受水平荷載時膠裝部位應(yīng)力場分布的影響。

目前，雖然有很多學(xué)者研究了復(fù)合支柱絕緣子在彎曲荷載下的力學(xué)性能，并做了大量的試驗和理論分析，但大部分研究人員在對支柱類復(fù)合材料電氣設(shè)備進行力學(xué)分析時將法蘭節(jié)點段與套管連接視為剛性或半剛性[17]，通過等效彎曲剛度實現(xiàn)。而針對粘結(jié)層實際失效過程的微觀接觸分析研究較少，更沒有建立微觀粘結(jié)層破壞與宏觀結(jié)構(gòu)失效的直接聯(lián)系。

為此，本研究建立典型大直徑復(fù)合絕緣子法蘭節(jié)點精細化有限元模型，并在絕緣子結(jié)構(gòu)頂部施加靜力荷載得到力與位移的關(guān)系，通過內(nèi)聚力材料模型(CZM)模擬粘結(jié)劑在荷載作用下從撕裂到脫粘破壞過程，建立復(fù)合支柱絕緣子外部宏觀結(jié)構(gòu)與法蘭節(jié)點微觀界面破壞狀態(tài)的對應(yīng)關(guān)系；隨后改變法蘭外壁高度、套管及法蘭的壁厚和有無加勁肋3個結(jié)構(gòu)參數(shù)，通過分析不同參數(shù)下的力與位移曲線以及局部應(yīng)力變化等，得出對復(fù)合支柱絕緣子承載力及法蘭節(jié)點粘結(jié)層破壞的影響。研究分析復(fù)合支柱絕緣子法蘭節(jié)點開裂過程和主要影響因素，可為復(fù)合支柱絕緣子非線性力學(xué)行為及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 復(fù)合支柱絕緣子有限元模型

1.1 復(fù)合支柱絕緣子主要參數(shù)

筆者以單節(jié)±800 kV復(fù)合支柱絕緣子為研究對象，其主要由空心套管和金屬法蘭組成，套管外徑為320 mm，為典型的大直徑復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)。套管材料為玻璃纖維增強樹脂復(fù)合材料(以下簡稱復(fù)合材料)，法蘭材料為鋁合金，表1為材料主要力學(xué)參數(shù)，圖1為復(fù)合套管和法蘭的幾何尺寸。

表1 材料主要力學(xué)參數(shù)Table 1 Main mechanical parameters of materials

圖1 復(fù)合支柱絕緣子幾何尺寸Fig.1 Geometric dimension of composite post insulator

復(fù)合套管與金屬法蘭之間由粘結(jié)劑粘結(jié)，在對結(jié)構(gòu)加載時可能會發(fā)生由于粘結(jié)劑撕裂導(dǎo)致的法蘭與復(fù)合套管的粘結(jié)破壞，會導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)破壞過程是非線性的。由于材料本身的強度遠遠大于粘結(jié)劑的粘結(jié)強度，且發(fā)生粘結(jié)破壞時，兩種材料的受力依然在線彈性范圍內(nèi)。為了重點探究法蘭膠裝節(jié)點非線性粘結(jié)破壞的全過程，兩種材料的本構(gòu)關(guān)系均視為線彈性；且絕緣子大部分荷載都是由上部向下傳遞，在下法蘭節(jié)點處再有復(fù)合套管通過粘結(jié)層傳向法蘭，僅有少部分荷載直接作用在下部法蘭上，很難發(fā)生塑性變形。

鋁合金的極限拉伸強度和壓縮強度均為420 MPa，且鋁合金的屈服強度和極限抗拉強度的差值較小，屈服強度為370 MPa左右，在拉伸和彎曲時會表現(xiàn)出較強的塑性。為準(zhǔn)確模擬實際工程鋁合金法蘭的彈性變形，考慮法蘭壁與底盤連接處為結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)，校核強度時應(yīng)折減，本研究在將鋁合金彈性極限定在屈服點下方較遠處，取值為270 MPa；復(fù)合材料沒有明顯的屈服點，其極限抗拉強度為120 MPa，并視為彈性極限。

1.2 有限元模型的建立

采用大型有限元軟件ANSYS對±800 kV復(fù)合支柱絕緣子單節(jié)套管進行有限元建模和數(shù)值分析。在具體模擬時，為適應(yīng)具有曲線邊界的幾何模型，上下法蘭、復(fù)合套管和粘結(jié)劑均用具有20個節(jié)點的Solid95單元模擬；為提高計算精度，實體單元全部采用六面體映射網(wǎng)格劃分，且法蘭節(jié)點處進行局部網(wǎng)格加密，粘結(jié)層厚度取1 mm。網(wǎng)格劃分后，分別在法蘭內(nèi)壁與粘結(jié)劑之間、粘結(jié)劑與復(fù)合套管外壁之間插入三維界面單元Inter204，用來模擬粘結(jié)層的附著和脫粘行為；在插入粘結(jié)單元后再在法蘭壁和粘結(jié)劑、粘結(jié)劑和套管之間定義接觸對，使界面不發(fā)生分離時保持正常傳力接觸，接觸算法采用增強拉格朗日法。

本次模擬的重點雖然是粘結(jié)劑脫粘，但是由于套管底部與法蘭盤也存在接觸作用，套管變形對底部的作用力會反過來影響脫粘行為。為此，應(yīng)在套管底部與法蘭盤建立接觸對。采用面-面接觸方式，將較剛的法蘭盤上表面作為目標(biāo)面，采用Targe170單元；較柔的套管底部作為接觸面，采用Conta174單元，兩個面不做綁定接觸，僅用作傳力接觸，目標(biāo)單元和接觸單元設(shè)置相同的實常數(shù)號。

通過建立內(nèi)聚力材料模型(Cohesive Zone Materials，CZM)來模擬膠裝層的粘結(jié)破壞，CZM可以直接使用在界面單元Inter204上，并在CZM模型中定義粘結(jié)層最大分離應(yīng)力等參數(shù)實現(xiàn)對粘結(jié)劑開裂的模擬。采用Xu和Neederman[18-19]提出對數(shù)形式的CZM模型，這也是較為常用的內(nèi)聚力材料模型，其中兩粘結(jié)界面最大牽引力通過表面勢定義為

(1)

(2)

粘結(jié)破壞涉及界面的分離，分離方向決定了破壞模式，其中包括：垂直于界面分離(法向分離)、界面相切滑移(切向分離)和混合分離破壞。在本模型中，僅考慮粘結(jié)劑與套管和法蘭壁的法向分離，即垂直于界面分離。由(2)可知，界面法向臨界牽引力分量Tn為

(3)

(4)

此外，在實際工程中，瓷絕緣子的膠裝處為具有一定厚度的水泥，發(fā)生粘結(jié)破壞時，水泥可能出現(xiàn)裂縫，且法蘭與瓷套可以繼續(xù)擠壓水泥并產(chǎn)生相互作用[20]，仍可作為結(jié)構(gòu)的一部分，具有承載能力；但復(fù)合支柱絕緣子法蘭節(jié)點發(fā)生粘結(jié)劑撕裂后，可視為法蘭與復(fù)合套管之間出現(xiàn)間隙，損壞的膠狀材料直接附著在結(jié)構(gòu)上，無承載能力。圖2為復(fù)合支柱絕緣子有限元模型。

圖2 復(fù)合支柱絕緣子有限元模型Fig.2 Finite element model of composite post insulator

2 法蘭膠裝節(jié)點粘結(jié)層破壞模擬

在具體模擬中，在下法蘭底面設(shè)置全約束，除施加自重荷載外，采用靜力單調(diào)加載方式，在上法蘭對稱軸上施加彎曲荷載。對于選取的復(fù)合支柱絕緣子，廠家提供的額定彎曲負荷 ( specified cantilever load，SCL)為40 kN，加載模式為逐級加載，加載至100% SCL的時間為5 min，荷載子步數(shù)為10步，然后繼續(xù)加載至粘結(jié)劑全部脫粘時停止加載。

在實際工程中，粘結(jié)劑部分撕裂就可能導(dǎo)致復(fù)合材料電氣設(shè)備在法蘭節(jié)點處漏氣，電氣功能失效。本研究單純從結(jié)構(gòu)極限承載狀態(tài)的角度考慮，所以在本次模擬中，以某側(cè)粘結(jié)劑沿法蘭高度方向全部脫粘視為法蘭節(jié)點破壞的依據(jù)，也作為整個結(jié)構(gòu)失效的標(biāo)志。

2.1 法蘭節(jié)點失效過程分析

模擬結(jié)果表明，當(dāng)加載至50% SCL時，整體結(jié)構(gòu)的變形主要集中在復(fù)合套管上部，法蘭節(jié)點處變形不明顯，套管及法蘭壁與粘結(jié)層緊密接觸，作用力可以完全傳遞；當(dāng)加載至80% SCL，整體結(jié)構(gòu)變形由上部套管逐漸向下部移動，下法蘭受拉側(cè)開始變形，粘結(jié)劑開始松動，即將從下法蘭頂部粘結(jié)層處開始出現(xiàn)脫粘；當(dāng)加載至100% SCL時，套管變形明顯，且粘結(jié)層出現(xiàn)大面積脫粘，即法蘭節(jié)點已經(jīng)開始發(fā)生顯著的粘結(jié)破壞，但是整體結(jié)構(gòu)依然可以承載，此時法蘭壁變形與套管壁變形出現(xiàn)不協(xié)調(diào)；當(dāng)法蘭節(jié)點受彎側(cè)全部脫粘時，粘結(jié)劑全部附著在復(fù)合套管上，法蘭節(jié)點破壞，也是整體結(jié)構(gòu)失效的標(biāo)志。破壞時，套管最大應(yīng)力為49 MPa，遠小于復(fù)合材料極限破壞應(yīng)力。

由于絕緣子結(jié)構(gòu)對稱，且力作用點在結(jié)構(gòu)對稱軸上，為此下方結(jié)構(gòu)也關(guān)于彎矩成軸對稱，可取半結(jié)構(gòu)觀察法蘭節(jié)點脫粘破壞情況。圖3為法蘭節(jié)點脫粘失效時的水平變形云圖，圖4為法蘭盤與套管底部的接觸狀態(tài)。從圖3可以明顯的看出，在結(jié)構(gòu)承受彎曲荷載時，受拉側(cè)法蘭壁與套管在節(jié)點發(fā)生脫粘破壞時出現(xiàn)了彎曲變形不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象，法蘭壁與套管的最大間隔出現(xiàn)在法蘭最上部，也是粘結(jié)劑的最大水平開裂間距，為4.13 mm；從圖4(b)可以看出，受壓側(cè)的套管底部與法蘭盤上表面接觸緊密(Sticking)，法蘭盤表面承受壓應(yīng)力；而受拉側(cè)剛剛接觸上(NearContact)，沒有力的傳遞，且套管出現(xiàn)豎直向上的滑動趨勢。套管整體表現(xiàn)為粘結(jié)-滑移失效，粘結(jié)破壞的發(fā)生應(yīng)早于豎向滑移，即先發(fā)生粘結(jié)層水平脫粘破壞，后發(fā)生豎向滑移。

圖3 法蘭節(jié)點脫粘失效時的水平變形圖Fig.3 Chart of horizontal deformation indebonding failure of flange joint

圖4 法蘭盤與套管底部的接觸狀態(tài)Fig.4 Contact status between flange plate and bottom of bushing

2.2 復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)力-位移曲線研究

為進一步探究絕緣子整體結(jié)構(gòu)在破壞過程，選取絕緣子頂部位移，并給出復(fù)合支柱絕緣子模擬加載過程的力-位移關(guān)系，見圖5。

從圖5可以看出，初始加載階段的力-位移曲線為線性增長，當(dāng)加載至35 kN(87% SCL)左右時，曲線開始出現(xiàn)非線性，但是承載力還在提升，承載力增加較線性階段緩慢；當(dāng)加載接近100% SCL時，曲線非線性繼續(xù)增大，當(dāng)荷載超過100% SCL并繼續(xù)加載時，水平側(cè)移增大明顯，但是承載力增加緩慢；最后粘結(jié)劑全部破壞，結(jié)構(gòu)達到極限承載力，結(jié)構(gòu)迅速破壞，破壞荷載為46.5 kN，極限位移為95.3 mm。

圖5 復(fù)合支柱絕緣子力-位移曲線 Fig.5 Force-displacement curve of composite post insulator

將法蘭和套管本身的承載過程作為線性承載階段，粘結(jié)層開始撕裂到套管和法蘭完全脫粘為非線性承載階段。通過分析橫、縱坐標(biāo)長度可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)的主要承載能力還是以復(fù)合套管的線性承載力為主，承載力為35.1 kN，占破壞荷載的75%，且結(jié)構(gòu)位移為57.1 mm，占總位移的57%；而粘結(jié)層破壞過程的非線性承載力僅為破壞荷載的25%，位移為總位移的43%。所以，粘結(jié)破壞會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降，同時會增大絕緣子頂部位移，力-位移曲線斜率為絕緣子整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度，從圖5可以看出，整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度逐漸下降，最后趨近于0。

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對復(fù)合支柱絕緣子承載力性能的影響分析

通過對復(fù)合支柱絕緣子進行靜力單調(diào)加載分析可知，上部法蘭膠裝節(jié)點在加載過程中不發(fā)生粘結(jié)破壞，破壞僅僅發(fā)生在下法蘭處。為此，有必要探究下法蘭節(jié)點處各構(gòu)件結(jié)構(gòu)參數(shù)對復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)整體承載能力及粘結(jié)層破壞情況的影響。

通過改變法蘭壁高度h、套管壁厚tb、法蘭壁厚tf及法蘭加勁肋4個結(jié)構(gòu)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，得出改變各參數(shù)后的復(fù)合支柱絕緣子整體結(jié)構(gòu)力-位移曲線。由于參數(shù)較多，為了便于直觀看出各參數(shù)改變對結(jié)構(gòu)的線性承載力、最后的極限破壞荷載以及下法蘭膠裝節(jié)點受力的影響，將非線性階段簡化處理，即取力-位移的非線性階段的割線斜率視為絕緣子發(fā)生粘結(jié)破壞的側(cè)移剛度。表2為原結(jié)構(gòu)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)表。

表2 原結(jié)構(gòu)關(guān)鍵參數(shù)

3.1 法蘭壁高度的影響

改變法蘭高度的實質(zhì)為改變膠裝比，其中膠裝比公式為

(5)

在其他參數(shù)不變的情況下，選取法蘭壁高度h分別為125 mm、150 mm、175 mm(原結(jié)構(gòu))、200 mm、225 mm，對應(yīng)膠裝比分別為0.39、0.47、0.55(原結(jié)構(gòu))、0.63、0.7。圖6為不同法蘭高度下復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)簡化力-位移曲線，分析結(jié)果表明，增大法蘭壁高度可以提高結(jié)構(gòu)的承載能力，且結(jié)構(gòu)的線性階段承載力、非線性承載力均有很大的提高，說明增大法蘭壁高度在減少粘結(jié)破壞的同時，可提高復(fù)合套管的承載能力，使復(fù)合材料強度更好發(fā)揮作用；法蘭壁越高，結(jié)構(gòu)頂部的總位移會減少，且非線性的位移極大減少，從圖6中可以看出，當(dāng)h=125 mm時，非線性階段割線斜率極小，承載力增加緩慢，但是頂部位移增加迅速，在設(shè)計高度較大復(fù)合套管時應(yīng)建議使用較高的法蘭壁。

圖6 不同法蘭高度下復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)簡化力-位移曲線 Fig.6 Simplified force-displacement curve of composite post insulator with different height of flange

3.2 套管壁厚的影響

通過增大套管壁厚可以提高結(jié)構(gòu)的抗彎性能，在其他參數(shù)不變的情況下，選取套管壁厚tb分別為15 mm、17.5 mm、20 mm(原結(jié)構(gòu))、22.5 mm、25 mm，并分別開展分析，圖7為不同套管壁厚下復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)力-位移曲線。

圖7 不同套管壁厚下復(fù)合支柱絕緣子結(jié)構(gòu)簡化力-位移曲線Fig.7 Simplified force-displacement curve of composite post insulator with different wall thickness of bushing

從圖7可以看出，增大套管壁厚可以少量提高結(jié)構(gòu)承載力，線性階段斜率增大，但當(dāng)tb大于20 mm時，增長幅度不明顯，非線性段割線斜率增加幾乎不變。由于復(fù)合材料彈性模量較小，約為鋁合金的1/3，當(dāng)法蘭和套管截面慣性矩相差不大時，復(fù)合套管的彎曲變形程度一般大于法蘭，膠裝層開裂取決于套管出現(xiàn)較大變形。所以，對于空心絕緣子結(jié)構(gòu)，在滿足設(shè)備電氣功能和內(nèi)部SF6充氣量時，可以適當(dāng)增加套管壁厚，使法蘭壁變形與復(fù)合套管一致，在控制套管本身變形的同時也減少粘結(jié)劑的開裂。

3.3 法蘭壁厚及增設(shè)加勁肋的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，選取法蘭壁厚tf分別為10 mm、12.5 mm、15 mm(原結(jié)構(gòu))、17.5 mm、20 mm，并分別開展分析。分析發(fā)現(xiàn)，改變法蘭壁厚對結(jié)構(gòu)承載力的幾乎沒有影響，但是對法蘭本身應(yīng)力有較大影響。圖8為不同法蘭壁厚下法蘭根部應(yīng)力。

圖8 不同法蘭壁厚下法蘭根部應(yīng)力 Fig.8 Stress offlange root under different wall thickness of flange

從圖8中可以看出，法蘭壁厚對根部應(yīng)力影響極大，且壁厚對應(yīng)力的影響不是線性的，法蘭壁越薄，局部應(yīng)力增大幅度越大。過小的法蘭壁厚度可能會導(dǎo)致法蘭根部脆性撕裂早于膠裝層開裂，當(dāng)法蘭壁厚為10 mm時，在法蘭壁與底盤連接處局部應(yīng)力最大值達到了286 MPa。

對于支柱類電氣設(shè)備，由于高度較大，會導(dǎo)致根部彎曲應(yīng)力較大，且法蘭壁與底盤連接處很容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致法蘭根部提前損壞。為此，對原法蘭結(jié)構(gòu)上增設(shè)加勁肋，加勁肋高度75 mm，寬度為20 mm，厚度為5 mm，布置方式為均勻布置，布置個數(shù)為18個。圖9為原結(jié)構(gòu)增設(shè)加勁肋后的有限元模型，模型為實體單元，由于加勁肋法蘭結(jié)構(gòu)不規(guī)則，采用四面體智能網(wǎng)格劃分。

圖9 增設(shè)加勁肋法蘭的有限元模型 Fig.9 Finite element model of flange with adding stiffener

增設(shè)加勁肋后，法蘭底部在加載過程中的最大局部應(yīng)力由166 MPa變?yōu)?9.5 MPa，降幅為58.5%，應(yīng)力減小明顯。法蘭壁與底盤為垂直連接，使塑性變形能力良好的鋁合金法蘭發(fā)生根部連接處的脆性斷裂，因此無法根據(jù)材料強度判斷法蘭開裂，法蘭根部斷裂可能早于粘結(jié)劑撕裂。所以，在優(yōu)化其他參數(shù)時，若出現(xiàn)法蘭底部應(yīng)力過大時，可通過在法蘭根部連接處設(shè)置加勁肋來過渡。但是加勁肋的高度不宜太高，以保持法蘭壁的變形能力。

4 結(jié)論

利用內(nèi)聚力材料模型建立大直徑復(fù)合絕緣子及法蘭節(jié)點三維有限元模型，分析在彎曲荷載作用下的絕緣子宏觀結(jié)構(gòu)的力與位移曲線和法蘭節(jié)點粘結(jié)層微觀界面的關(guān)系，最后分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對絕緣子承載能力和粘結(jié)層破壞的影響，得出以下結(jié)論：

1)法蘭節(jié)點粘結(jié)層開始破壞時的荷載為85% SCL左右，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為非線性；當(dāng)荷載為100% SCL時，粘結(jié)層大面積破壞，繼續(xù)加載導(dǎo)致結(jié)構(gòu)迅速破壞。從力與位移曲線來看，結(jié)構(gòu)的主要承載能力還是以復(fù)合套管的線性承載力為主，線性承載力極限為35.1 kN，占破壞荷載的75%，且結(jié)構(gòu)位移為57.1 mm，占總位移的57%；而粘結(jié)層破壞過程的非線性承載階段僅為破壞荷載的25%，位移為總位移的43%。

2)粘結(jié)破壞會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降，同時會增大絕緣子頂部位移。復(fù)合支柱絕緣子彈性承載能力取決于膠裝節(jié)點的粘結(jié)強度，粘結(jié)強度越大，復(fù)合支柱絕緣子彈性承載能力越好，抗側(cè)剛度越大，頂部位移越小。增強粘結(jié)劑的粘結(jié)強度，一方面可以更好的發(fā)揮材料、結(jié)構(gòu)的彈性承載力，另一方面延緩粘結(jié)破壞，提高結(jié)構(gòu)的非線性承載力。

3)增大法蘭壁高度、增大套管壁厚都可以提升大直徑復(fù)合絕緣子的承載力，并使發(fā)生粘結(jié)層破壞時承載力提升；增大法蘭壁厚的對結(jié)構(gòu)承載力和粘結(jié)層破壞的影響不大，但對法蘭根部應(yīng)力的影響較大。結(jié)構(gòu)承載力和粘結(jié)層破壞對法蘭高度改變的敏感程度最大，套管厚度次之；提高法蘭高度(膠裝比)時提升粘結(jié)性最有效的措施。

4)當(dāng)粘結(jié)破壞發(fā)生時，法蘭壁與復(fù)合套管出現(xiàn)變形不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象?？梢赃m當(dāng)提高法蘭高度和法蘭壁彎曲變形能力來提高復(fù)合支柱絕緣子的延性承載時間。在改變其他參數(shù)提高結(jié)構(gòu)承載力的同時，可通過在法蘭增設(shè)加勁肋的方式緩解法蘭底部局部應(yīng)力過大和根部脆性開裂。