高速列車車頂抗偏折硅橡膠復(fù)合絕緣子傘裙參數(shù)的優(yōu)化研究

馬建橋，武有強，梁夢飛，王向飛，陳坤，田正波

(1.蘭州交通大學(xué) 自動化與電氣工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070；2.國網(wǎng)電力科學(xué)研究院 武漢南瑞有限責(zé)任公司，湖北 武漢 430074；3.襄陽國網(wǎng)合成絕緣子有限責(zé)任公司，湖北 襄陽 441000)

硅橡膠復(fù)合絕緣子具有重量輕、耐污性能好等優(yōu)點，在接觸網(wǎng)及電力機車車頂?shù)玫綇V泛應(yīng)用[1-2]。受高速氣流作用的影響，車頂硅橡膠復(fù)合絕緣子傘裙可能會偏折，長期多次的形變會降低傘裙機械強度，傘裙根部可能會出現(xiàn)不規(guī)則的凹坑或傘裙邊緣出現(xiàn)貫穿性徑向裂縫，裂縫長度向芯棒側(cè)延伸，嚴重時會在芯棒和護套交界面處形成孔隙，水分侵入界面后會加速閃絡(luò)故障的發(fā)生[3-4]，引發(fā)列車供電中斷等事故。硅橡膠絕緣子傘裙撕裂問題在西北地區(qū)750 kV 輸電線路中曾出現(xiàn)過，針對傘裙根部的月牙狀裂縫問題，雷云澤等[5-6]針對此問題開展了系統(tǒng)性研究。研究結(jié)果表明，最初設(shè)計的復(fù)合絕緣子傘裙根部厚度小，強風(fēng)氣流造成傘裙根部長期的應(yīng)力集中引起硅橡膠機械強度下降，最后導(dǎo)致傘裙根部出現(xiàn)月牙狀裂縫，其長度和貫通程度同氣流速度、攻角等因素有關(guān)。王言等[7]基于流固耦合的方法優(yōu)化了強風(fēng)區(qū)復(fù)合絕緣子的傘形，并且設(shè)計出了2種抗風(fēng)型復(fù)合絕緣子。強風(fēng)區(qū)的接觸網(wǎng)腕臂絕緣子也存在氣流應(yīng)力作用下的傘裙根部機械強度下降問題，西南交通大學(xué)曹桂等[8-10]對此采用試驗和仿真相結(jié)合的方法，研究了風(fēng)速、迎風(fēng)角及傘裙組合方式對腕臂復(fù)合絕緣子傘裙形變程度的影響，設(shè)計出了新型抗風(fēng)腕臂絕緣子。高速氣流環(huán)境中列車車頂絕緣子的應(yīng)力、傘裙應(yīng)變、積污[11-15]及閃絡(luò)[16]等問題引起了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。向奕同[17]仿真分析了強風(fēng)沙塵環(huán)境下傘裙的風(fēng)壓分布和應(yīng)力特性，結(jié)果表明，傘裙上下表面的風(fēng)壓差形成較大合力作用于傘裙，使傘裙根部會出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，反復(fù)作用下傘裙根部材料壽命明顯低于傘裙的其他部位。目前解決傘裙撕裂問題的技術(shù)路線大致可以分為采用真空壓力澆注的環(huán)氧樹脂絕緣子和改變硅橡膠的硬度及優(yōu)化設(shè)計傘裙結(jié)構(gòu)。采用真空壓力澆注的環(huán)氧樹脂絕緣子，對工藝要求比較高，對絕緣子開展閃絡(luò)特性試驗可以發(fā)現(xiàn)，澆筑過程中出現(xiàn)的氣泡被擊穿后會在其附近留下碳化痕跡[18]，同時環(huán)氧樹脂材料較硬，在異物撞擊時容易破損。因此，為改善硅橡膠復(fù)合絕緣子在高速氣流環(huán)境中的形變特性，本文擬采用仿真計算和試驗驗證相結(jié)合的方法優(yōu)化設(shè)計一種抗偏折型硅橡膠復(fù)合絕緣子。首先通過仿真計算的方法研究傘裙根部厚度、傘裙傾角、傘裙直徑等參數(shù)對絕緣子形變特性的影響，然后通過正交試驗獲取抗偏折性能最優(yōu)的傘裙參數(shù)組合方式，基于正交試驗結(jié)果并對新模型芯棒添加傘骨，設(shè)計制造了一種真型抗偏折硅橡膠復(fù)合絕緣子，最后通過高速風(fēng)洞內(nèi)的絕緣子傘裙形變試驗獲取了新型抗風(fēng)硅橡膠復(fù)合絕緣子在不同氣流速度下的傘裙形變量。研究結(jié)果可為高速列車車頂硅橡膠復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化提供參考。

1 仿真模型構(gòu)建

1.1 絕緣子計算模型

高速列車車頂用某硅橡膠復(fù)合絕緣子(記為原始絕緣子)結(jié)構(gòu)及參數(shù)如圖1(a)和表1所示。

圖1 硅橡膠復(fù)合絕緣子及仿真模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of silicone rubber composite insulator and simulation model structure

表1 硅橡膠復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of silicone rubber composite insulator

參考圖1所示硅橡膠復(fù)合絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)，本文統(tǒng)計目前車頂使用較多絕緣子類型并結(jié)合爬電距離等有關(guān)要求，建立如圖1(b)所示的絕緣子三維模型，為后續(xù)方便描述，規(guī)定高壓端至低壓端的傘裙編號依次為1～9 號。采用控制變量法設(shè)計傘裙的結(jié)構(gòu)參數(shù)，模型有關(guān)詳細參數(shù)如表2所示。

表2 仿真模型絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Simulation model insulator structure parameters

1.2 流固耦合計算模型

本文借助有限元仿真軟件中的流固耦合模塊，計算絕緣子傘裙形變量?？紤]到絕緣子傘裙結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜，氣流繞流傘裙時產(chǎn)生渦流，流線彎曲曲率較大[19]，因此湍流模型選用如式(1)所示的RANSk-ε模型，在k-ε模型中用k與ε表示μT。

式中：k為湍動能；ε為湍動能耗散率；ρ為流體密度；Cμ為湍流常數(shù)。k與ε的運輸方程如式(2)所示。

式中：Pk為生成項；ufulid為流體速度；μ為動力黏度；Cε1，Cε2，σk，σε為經(jīng)驗常數(shù)。

硅橡膠材料屬于熱彈性固體。分析時將傘裙材料設(shè)定為各向同性材料，各處材料為均勻連續(xù)分布。因此物質(zhì)內(nèi)因受力和形變而產(chǎn)生的內(nèi)力和位移都是連續(xù)的，滿足如式(3)所示的彈性材料平衡方程。

式中：F為單位體積力；v為材料的彈性常數(shù)；usolid為固體位移。

耦合作用在兩相交界面上，由耦合面上的動力學(xué)平衡條件及運動學(xué)協(xié)調(diào)條件來引入方程上的耦合[9]。流體與固體的耦合邊界條件如式(4)所示。

式中：ufluid為流體速度；usolid為固體位移；uw為固體形變速度，μ為流體的動力黏度；P為流體的壓力。

構(gòu)建幾何尺寸為1 200 mm×750 mm×750 mm的長方體作為數(shù)值模擬的風(fēng)道區(qū)域如圖2所示。仿真中設(shè)置的流體密度ρ=1.225 g/cm3，空氣動力黏度μ為1.84×10-5Pa?s。仿真用參數(shù)設(shè)置如表3 所示。文中將絕緣子芯棒狀態(tài)設(shè)置為“固定約束”，即設(shè)置芯棒約束方程為usolid=0。

圖2 風(fēng)道區(qū)域及流場邊界條件示意圖Fig.2 Schematic diagram of air duct area and flow field boundary conditions

表3 仿真材料參數(shù)Table 3 Simulation material parameters

2 車頂絕緣子傘裙形變特性分析

2.1 受電弓對傘裙形變的影響分析

風(fēng)速90 m/s 下，以圖1(b)絕緣子為仿真模型，分析受電弓對傘裙形變的影響特性。圖3為列車行駛過程中車頂受電弓絕緣子在不同工況下的受流簡化模型，包括降弓、升弓及單絕緣子模型，現(xiàn)提取圖3(b)與3(c)中絕緣子周圍氣流分布云圖及不同工況下的車頂絕緣子形變量如圖4所示。

圖3 不同工況絕緣子仿真模型Fig.3 Insulator simulation models for different working conditions

圖4 不同工況絕緣子周圍氣流分布及形變量對比Fig.4 Airflow distribution around insulator under different working conditions and the comparison of the shape variable

由圖4可知，升弓模型絕緣子相互之間氣流相互影響較小，且單個絕緣子與單支絕緣子模型迎風(fēng)面流線分布無明顯差異，結(jié)合絕緣子形變的發(fā)生位置及氣流引起的不同工況絕緣子形變大小可見，受電弓的存在對支撐絕緣子傘裙形變的影響較小，為此，為精確分析高速氣流環(huán)境絕緣子傘裙形變問題，提高計算速度，減小內(nèi)存，下述以單支絕緣子模型為對象開展形變研究。

2.2 絕緣子形變原因分析

仿真獲取傘裙在不同風(fēng)速下表面特定路徑上的風(fēng)壓分布曲線，路徑從0°～180°，共4 條，均從傘裙上表面根部出發(fā)，沿半徑方向越過傘裙邊緣，終止于傘裙下表面根部，如圖5(a)所示，仿真形變圖如圖5(b)所示，結(jié)果如圖6所示。

圖5 路徑線及絕緣子傘裙形變示意圖Fig.5 Schematic diagram of the deformation of the path line and the insulator sheath

圖6 不同風(fēng)速下傘裙表面沿不同路徑分壓分布曲線Fig.6 Partial pressure distribution curves of surface of the sheath along different paths under different wind speeds

由圖6可知，傘裙邊緣不僅是上下表面的分界線，也是風(fēng)壓發(fā)生跳變的分界線，5 種風(fēng)速下風(fēng)壓沿不同路徑線的變化趨勢大致相同。對于迎風(fēng)面區(qū)域，傘裙上表面承受的負風(fēng)壓隨風(fēng)速的增加在相同位置處風(fēng)壓值減小，下表面承受的正風(fēng)壓隨風(fēng)速的增加在相同位置處風(fēng)壓值增大，造成了同一位置處風(fēng)壓差值隨風(fēng)速的增大而增大，且風(fēng)壓差從中間向兩側(cè)逐漸減小，圖中可見正迎風(fēng)面上下表面壓差相比傘裙其他位置更為突出，成為形變發(fā)生的主要位置；對于正側(cè)風(fēng)面，除傘裙邊緣位置處風(fēng)壓有微弱變化外，上下表面路徑壓力基本對稱，使得側(cè)風(fēng)面?zhèn)闳够緹o形變；對于正背風(fēng)面，與正迎風(fēng)面所受壓力相反，上表面承受的正風(fēng)壓隨風(fēng)速的增加在相同位置處風(fēng)壓值增大，下表面承受的負風(fēng)壓隨風(fēng)速的增加在相同位置處風(fēng)壓值減小，但上下表面正負壓力差值較小，致使背風(fēng)面形變較小。綜上所述，傘裙上下表面風(fēng)壓差是造成傘裙發(fā)生形變的主要原因，且迎風(fēng)面形變量最大，背風(fēng)面次之，側(cè)風(fēng)面最小。此外，當上下表面風(fēng)壓差值大于傘裙抗偏折力度，引發(fā)圖7 所示絕緣子傘裙邊緣的偏折時，隨風(fēng)速的增加，傘裙會進入形變增大—風(fēng)壓增大—形變增大的正反饋過程，最終當傘裙形變量足夠大時，可能造成絕緣子傘裙的撕裂。

圖7 絕緣子傘裙邊緣變形過程Fig.7 Process of deformation of the edge of the insulator sheath

2.3 傘裙參數(shù)對形變的影響分析

風(fēng)速90 m/s下，圖1(b)絕緣子模型整體流線分布如圖8所示。在絕緣子側(cè)風(fēng)面及背風(fēng)面，流線順傘裙表面流過，與其表面及邊緣不會形成正面沖擊，使得傘裙參數(shù)變化對背風(fēng)面及側(cè)風(fēng)面的形變影響較??；在迎風(fēng)面，傘裙下表面由平順的流線貫通，而傘裙上表面及邊緣由于傘裙參數(shù)不同及絕緣子自身結(jié)構(gòu)的原因，受來風(fēng)沖擊的大小不同，此外，傘裙根部與表面交界處易形成局部真空區(qū)，需不斷涌入氣流對此區(qū)域進行填補，進而引起漩渦，多因素共同作用使得絕緣子傘裙在迎風(fēng)面區(qū)域形變更為明顯，這與圖5(b)中的仿真結(jié)果相對應(yīng)。

圖8 絕緣子整體流線圖Fig.8 Insulator overall streamline diagram

現(xiàn)以傘裙參數(shù)不同的絕緣子1號為例，分析傘裙參數(shù)對其形變的影響?？紤]到同一位置平面上渦旋大小過于密集無法區(qū)分比對，因此選取圖9(a)所示的空間二維平面，對比傘裙參數(shù)變化對其上表面渦旋大小的影響；同時，選取圖9(b)所示的相同位置空間三維邊，對比漩渦大小不同引起的傘裙上下表面壓力的不同，進而得知傘裙參數(shù)變化對形變的影響，圖9(b)中三維邊所在的上平面經(jīng)過漩渦區(qū)，且上下平面到傘面距離相同。基于此，獲取不同傘裙參數(shù)下的渦旋分布及三維邊壓力比對圖如圖10所示。

圖10 不同傘裙參數(shù)下的渦旋分布及三維邊壓力比對圖Fig.10 Vortex distribution and three-dimensional edge pressure comparison diagram under different sheath parameters

由圖10 整體可見，傘裙直徑、根部厚度及上傾角的改變對傘裙下表面壓力的變化趨勢及數(shù)值大小影響較小，對上表面的對應(yīng)數(shù)據(jù)影響較大，且傘裙上下表面壓力差值與渦旋大小具有正相關(guān)性。從面1提取的渦旋大小變化及三維邊壓力圖可看出，傘裙直徑減小，上表面渦旋區(qū)域減小，上下表面正負壓差值減小，形變減?。慌c直徑變化類似，從面2提取的渦旋大小變化及三維邊壓力圖可看出，傘裙根部厚度增加，上表面渦旋區(qū)域減小，上下表面正負壓差值減小，形變減?。欢鴱拿? 提取的渦旋大小變化及三維邊壓力圖可看出，傘裙上傾角的變化，也會引起傘裙上表面渦旋大小、上下表面正負壓差值及形變的變化，但沒有明顯的線性關(guān)系；此外，從上下表面壓差圖可見，傘裙根部厚度及直徑的改變對傘裙形變大小的影響較傘裙傾角的改變更為顯著。綜上可知，傘裙參數(shù)的變化會影響絕緣子傘裙形變的大小，因此，下述建立不同傘裙參數(shù)絕緣子模型，仿真獲取不同傘裙參數(shù)組合下的形變特性，最終得出抗偏折性最優(yōu)的傘裙參數(shù)組合。

3 傘裙結(jié)構(gòu)參數(shù)對形變影響的正交試驗及結(jié)果分析

3.1 正交試驗設(shè)計

影響絕緣子傘裙形變的主要因素包括傘裙直徑、根部厚度、上下傾角等。由于影響因素較多，引入正交試驗法，以部分試驗代替全體試驗，獲得各因素水平最佳組合。為保持傘間距不變，本文不改變傘裙根部厚度，將傘裙直徑(SD)、傘裙上傾角(Sα)、傘裙下傾角(Sβ)分別作為正交試驗設(shè)計的A，B及C參數(shù)，各參數(shù)水平選擇依據(jù)如下：

1)據(jù)TB/T 3077—2017 標準，絕緣子傘伸出與已試用絕緣子相差不超過±10%，選擇新型絕緣子傘裙直徑仿真數(shù)值分別為190，200，210 及220 mm。

2) 結(jié)合文獻[20-21]，綜合考慮抗風(fēng)型絕緣子的抗覆冰性能及防積污性能，選擇傘裙上傾角仿真數(shù)值分別為4°，6°，8°及10°，傘裙下傾角仿真數(shù)值分別為0°，2°，4°及6°。

綜上，根據(jù)正交試驗法，得出三因素四水平正交表L16(43)，如表4。

表4 正交試驗設(shè)計因素及水平Table 4 Orthogonal experimental design factors and levels

3.1.1 直觀分析法

極差R指各列水平對應(yīng)的試驗指標平均值的最大值和最小值之差，計算式為

式中：i，k?(1,n)，n為因素的水平數(shù)，Ri代表第i列因素的極差；Kij為第i列(因素)，第j位級(水平)的考核指標平均值；Kik為第i列(因素)，第k位級(水平)的考核指標平均值。因素極差越大則對試驗結(jié)果的影響越大。直觀分析法即通過比較極差的大小，得出各因素之間的主次，并給出最優(yōu)的搭配結(jié)果。

3.1.2 方差分析法

方差分析法即求出各因素的離差平方和，后求出F值進行顯著性計算，得出各因素對試驗結(jié)果是否顯著，強調(diào)每個因素對實驗結(jié)果所起的作用。Si為第i列的離差平方和或其所在因素的離差平方和，計算式為

式中：m為第i列上水平號j出現(xiàn)的次數(shù)；n為試驗總次數(shù)；yi為第i次試驗考核指標值。

Fi為第i列所在因素的F值，計算式為

式中：Si為第i列的離差平方和；fi為各因素列自由度；Se為誤差列的平方和；fe為誤差列自由度。

對于給定的顯著性水平α，檢驗第i列所在因素是否顯著的法則為：若Fi≥F1-α(fi,fe)，則第i列所在因素對試驗結(jié)果影響是顯著的；若Fi

3.2 正交試驗結(jié)果分析

本文為得出抗傘裙偏折的最佳參數(shù)組合，現(xiàn)以傘裙最大形變量作為評價指標，并用Y 表示，試驗結(jié)果見表5。對表5 評價指標進行極差與方差分析，其結(jié)果如表6與表7所示。

表6 傘裙最大形變量的直觀分析表Table 6 Visual analysis table of the largest shape variables of the sheath

表7 傘裙最大形變量的方差分析表Table 7 Analysis of variance table for the largest shape variable of the sheath

通過直觀分析可見，傘裙直徑對傘裙形變影響最大，傘裙下傾角次之，上傾角最小。對于本文研究的抗風(fēng)硅橡膠復(fù)合絕緣子最優(yōu)傘裙參數(shù)組合為：傘裙直徑190 mm，下傾角0°，上傾角8°。

通過方差分析可以得出，顯著性水平為0.1時，在本文選擇正交參數(shù)范圍內(nèi)，傘裙直徑對傘裙形變的影響是顯著的，傘裙上下傘傾角對絕緣子傘裙形變的影響不顯著，這與2.3 節(jié)及直觀分析的結(jié)果一致。

4 討論與分析

基于第3 節(jié)分析結(jié)果及TB/T 3077—2017 標準的相關(guān)規(guī)定，結(jié)合表8，在絕緣子爬電距離不小于原絕緣子1 330 mm 時，確定偏折硅橡膠復(fù)合絕緣子的傘裙結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)高度固定為400 mm，大小傘裙交替排列，共計9 片，大傘直徑為210 mm，小傘直徑為170 mm，傘裙上傾角為8°，下傾角為0°，芯棒直徑60 mm，傘裙爬電距離約為1 388 mm。此外，在最優(yōu)傘裙參數(shù)組合的基礎(chǔ)上，為進一步減小形變，對優(yōu)化模型加裝圖11 所示的傘骨，傘骨傾角與傘裙傾角保持一致，大傘傘骨直徑為160 mm，根部厚度10 mm，小傘傘骨直徑為120 mm，根部厚度6.5 mm。絕緣子加工時，傘骨與芯棒為同種材質(zhì)，通過一體化加工而成；傘骨加工完成后，絕緣子其他部分的加工方式與不帶傘骨時的傳統(tǒng)絕緣子加工方式基本一致，也是在傘骨外面注射一個硅膠絕緣子；但注射時值得注意的是，需要調(diào)整注膠口以免注膠壓力對傘骨造成影響。由于帶傘骨芯棒加工時的特殊性，也導(dǎo)致帶傘骨絕緣子的加工成本較傳統(tǒng)絕緣子加工成本增加了1倍多。

圖11 傘骨加裝示意圖Fig.11 Schematic diagram of the installation of the sheath bone

表8 絕緣子大傘直徑與爬電距離對應(yīng)表(上傾角8°，下傾角0°)Table 8 Insulator large umbrella diameter and creepage distance correspondence table

4.1 抗偏折性能仿真分析

基于參數(shù)最優(yōu)組合模型，獲取圖3(a)中各絕緣子形變仿真結(jié)果如圖12(a)和12(b)所示。由圖可見，傘裙參數(shù)最優(yōu)組合模型整體抗偏折能力明顯增強，相比原始絕緣子形變量(Y=2.26 mm)最少下降44%；參數(shù)最優(yōu)組合模型基礎(chǔ)上添加傘骨后，對傘裙抗偏折性能進一步增強，最大形變量不超過0.18 mm。

圖12 參數(shù)最優(yōu)組合及加裝傘骨模型形變比對圖Fig.12 Optimal combination of parameters and the deformation comparison diagram of the sheath bone model are installed

4.2 抗偏折性能試驗分析

4.2.1 試驗平臺、試驗方法及試驗結(jié)果

依照4.1 最終優(yōu)化模型，設(shè)計生產(chǎn)的帶傘骨抗風(fēng)硅橡膠絕緣子實物試驗試品如圖13(a)所示。

圖13 試品及平臺Fig.13 Samples and platforms

針對優(yōu)化設(shè)計的抗風(fēng)硅橡膠復(fù)合絕緣子，為檢測其實際運行工況下的傘裙形變性能，委托中國空氣動力研究與發(fā)展中心低速空氣動力研究所開展硬質(zhì)硅橡膠絕緣子的形變試驗。試驗裝置為FL-14低速風(fēng)洞，如圖13(b)所示，試驗段最高風(fēng)速可達116 m/s。試品安裝固定按照如圖13(c)所示的車頂受電弓支柱絕緣子的三角形安裝方式，試驗中使用支撐裝置為3 根長為1.8 m 的立柱，立柱用壓條固定于試驗平臺上，立柱頂端裝有10 mm 厚的長方形鐵板，用螺栓將絕緣子模型固定于鐵板，安裝時使絕緣子處于風(fēng)洞試驗段中心。

試驗采用OptiTrack 高精度光學(xué)運動捕捉系統(tǒng)測量絕緣子傘裙形變，選擇1 號、3 號和5 號傘裙迎風(fēng)面為研究對象，在迎風(fēng)側(cè)傘裙邊緣中心位置粘貼反光貼片作為標識點，分別標記為U1，U2和U3，反光貼片為0.5×0.5 英寸的正方形，反光貼片與模型表面顏色具有較高的對比度，圖像容易捕捉。粘貼圖14(a)所示標識點后，調(diào)整攝像頭位置角度，校準壓力，調(diào)整采集系統(tǒng)，開始試驗。試驗內(nèi)容是分別在70，80，90，100，105 和110 m/s等風(fēng)速下測量絕緣子傘裙形變量，采集每個測量點時，風(fēng)速穩(wěn)定時長不少于20 s，且在最高風(fēng)速下持續(xù)吹風(fēng)5 min 后開始采樣。采集過程中獲取標識點隨時間變化的空間三維坐標值，經(jīng)后期數(shù)據(jù)處理即可計算出絕緣子傘裙的形變量。

圖14 標識點粘貼及形變示意圖Fig.14 Schematic diagram of identification point pasting and deformation

4.2.2 試驗結(jié)果分析

絕緣子形變發(fā)生在三維空間，形變示意圖如圖14(b)所示。試驗前，即t0時刻標識點的空間坐標為(x0,y0,z0)，試驗后標識點在t時刻的空間坐標為(xt,yt,zt)，則標識點在OXY平面、OYZ平面、OXZ平面的形變量分別為Δx，Δy和Δz，標識點在三維空間的位移為d，具體計算公式如式(8)所示。

試驗結(jié)束后分別計算1，2 和3 號絕緣子的U1，U2和U3共計9處標識點的形變量，篩選采樣時間內(nèi)的最大差量值并記錄，以1 號絕緣子為例，U1，U2和U33處標記點的試驗結(jié)果如表9所示。

表9 1號絕緣子形變試驗結(jié)果Table 9 Deformation test results of sheath 1th

試驗結(jié)果顯示，對于同一位置的標識點，1～3 號絕緣子對應(yīng)的形變量基本相同；對于同一絕緣子，U1標識點的形變量遠大于標識點U2，U3的形變量，3 處標識點在風(fēng)速0～110 m/s 下的形變量均小于0.5 mm；試驗結(jié)束后對絕緣子進行檢查，絕緣子狀況良好，傘裙及護套未出現(xiàn)撕裂、裂紋現(xiàn)象。

4.3 外絕緣性能試驗分析

本文使用文獻[4]第2章節(jié)的試驗平臺及試驗方法，開展了原始絕緣子及添加傘骨的優(yōu)化絕緣子模型污閃電壓對比試驗，試驗結(jié)果如表10。由表10 可知，優(yōu)化后絕緣子模型與原始絕緣子在閃絡(luò)電壓上差異較小，數(shù)值變化在允許范圍之內(nèi)。此外，基于上述試驗平臺及方法，對帶傘骨的優(yōu)化絕緣子進行了恒壓耐受試驗，并規(guī)定耐受時間為3 min，若施加電壓后耐受時間超過3 min不發(fā)生閃絡(luò)，則判定該電壓值下耐受通過，反之則為未通過[22]。硬質(zhì)硅橡膠復(fù)合絕緣子不同電壓和電導(dǎo)率下的淋雨試驗結(jié)果如表11所示。

表10 均勻污穢平均鹽密0.1 mg/cm2時原始絕緣子與添加傘骨優(yōu)化絕緣子模型污閃電壓比對Table 10 Average salt density of uniform contamination is 0.1 mg/cm2,the original insulator is compared with the model of optimized insulator with sheath bone

表11 硬質(zhì)硅橡膠絕緣子的淋雨耐受試驗Table 11 Rain resistance test of hard silicone rubber insulators

由表11 可知，大雨和暴雨工況下，試驗用水電導(dǎo)率為476，1 000 和2 000 μS/cm 時，硬質(zhì)硅橡膠絕緣子高壓端施加32，36 和40 kV 電壓的淋雨耐受試驗均通過，未發(fā)生閃絡(luò)；電導(dǎo)率為3 000 μS/cm 時，大雨工況下高壓端施加32，36 和40 kV 電壓的淋雨耐受試驗均通過；暴雨工況下，高壓側(cè)施加32 kV 電壓的淋雨耐受試驗均通過，高壓端施加36 kV 和40 kV 電壓時絕緣子發(fā)生閃絡(luò)。自然界雨水電導(dǎo)率變化范圍一般在30～500 μS/cm之間[3]，故硬質(zhì)硅橡膠絕緣子能夠滿足自然降雨工況下安全正常運行的要求。由上述仿真及試驗結(jié)果可見，新型抗偏折硅橡膠復(fù)合絕緣子的抗偏折性能及外絕緣特性均對后續(xù)車頂絕緣子的結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化具有一定參考價值。

5 結(jié)論

1) 絕緣子傘裙產(chǎn)生形變的主要原因是上下表面所受壓力大小的不同；傘裙直徑、根部厚度及上下傾角的改變均會影響傘裙形變量的大小，且以傘裙直徑的影響最為顯著。

2) 為提高絕緣子抗偏折性能，應(yīng)采取的優(yōu)化方法包括：適當選擇絕緣子傘裙直徑、增加上傾角、減小下傾角并加裝傘骨，建議選擇的傘裙直徑為210 mm，上傾角為8°，下傾角為0°。

3) 新型抗偏折硅橡膠復(fù)合絕緣子，在0～110 m/s 各級風(fēng)速試驗下的傘裙形變量均小于0.5 mm，且能夠滿足大雨和暴雨工況下安全運行的要求，此研究可為后續(xù)車頂絕緣子結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化提供參考。