1引言

　　復合絕緣子是輸電線路懸掛導線的絕緣部件，其兩端金具與芯棒連接的可靠性直接關系到輸電線路的安全運行。國內復合絕緣子芯棒與金具的連接方式普遍采用性能較為穩定的內楔連接界面結構。為了簡化界面結構，實現組裝機械化，提高工作效率和降低產品成本，在國內檢測手段和壓接設備日益完善的條件下，開始采用壓接連接界面結構。該結構雖然在國外已普遍采用，但也超不過10年歷史，有關這方面的技術資料和報道極少，為此，本文根據復合絕緣子壓接連接界面的結構和材質特點，通過分析連接部件的受力情況和傳遞過程，確定金具部件的結構和組裝工藝，以期提高其機械性能。

　　2壓接界面的受力狀態和傳遞過程

　　連接界面采用壓接的復合絕緣子，是把圓筒狀內腔金具套在芯棒端部，通過專用壓接設備使金具塑變套接在芯棒端部的。兩種結構截然不同的材料，其界面和內部的受力狀態必然有所不同。

　　2．1金具與芯棒的連接及其機械載荷傳遞機理

　　 壓接結構的金具部件與芯棒配合時，金具內腔表面加工成粗糙的刀紋與芯棒表面復合材料壓接，根據修正的阿蒙頓－庫侖定律，2種硬度相差較大的界面間的靜摩擦力取決于表面正壓力和摩擦系數及真實接觸內腔表面的粗糙度［2］。當復合絕緣子受拉伸載荷作用時，界面受粘附結點剪切分力和金具表面輪廓峰對芯棒的犁削分力，前者隨著拉伸載荷的增加而加大，當增加到其剪切分力臨界值時，其犁削分力起作用；如果載荷繼續增加到輪廓峰對芯棒表面復合材料的剪切破壞應力時，芯棒迅速從金具腔拔脫，界面連接結構破壞。

　　2．2壓接結構芯棒內部材質機械載荷傳遞特點

　　壓接結構的芯棒是由直徑為10μm左右的玻璃纖維束浸漬環氧樹脂通過圓錐狀內腔模具拉擠而形成的，用這種工藝成型的芯棒中的纖維圓柱體理想情況下以正六角形緊密排列，但實際上由于纖維成束直徑極小及圓周吸附樹脂等原因，芯棒中纖維分布將出現正四角形排列和隨機性分布排列。由此，芯棒內部所有纖維圓柱體之間存在著一定厚度的體形網狀樹脂層。壓接連接界面結構是通過金具圓周塑變促使芯棒彈性變形而進行連接的，其芯棒徑向彈性變形的相當部分由與纖維彈性模量相差近20倍的樹脂層來承擔，當界面承受拉伸載荷時，芯棒內部纖維所遭受的拉力將由固化收縮延伸率較低的纖維間樹脂層傳遞。雖然芯棒內部纖維間極限拉力變化不大，但界面金具承受拉力時其拉力經金具內腔圓周與芯棒連接界面傳遞給芯棒內部纖維，由于芯棒中纖維圓柱體之間的平衡拉力有差別，其值在芯棒中從外到內逐漸減少，最大部位出現在金具內腔和芯棒表面層。

　　3確定金具合理的結構尺寸

　　壓接結構的金具一端加工成一定深度的圓柱形內腔以便套接芯棒，另一端加工成規定的與桿塔或導線連接的球頭或球窩，如果金具外徑采用塑壓與芯棒連接，會存在金具開口端塑變量比其它部位大的弊玻為此，根據金具變形量與剛度的關系，加大金具內腔開口端直徑，可以有效地改善金具軸向變形的均勻性，并降低金具內腔端口部位的變形率，有利于提高界面整體的連接性能；金具開口端為直角梯形便于固定均壓環和加大產品端部的金具尺寸，降低絕緣部件的電壓梯度；此外，為了減少金具非壓接部位對塑壓變形部位的影響，盡量保證塑變部位金具縱向變形量的均勻性，在金具塑變部位兩端加工卸載環形槽，也有利于降低壓接頭的壓力值，提高壓接設備的使用壽命；至于金具的塑變長度應按界面材質的剪切應力最低允許值確定；而金具塑變部位的厚度，應根據金具受拉彈性極限和金具沿厚度塑變承載能力的安全系數選齲

　　4確定壓接界面部件的工藝參數

　　壓接界面的芯棒徑向彈性變形量是界面部件組裝時最關鍵的工藝參數，找出影響芯棒徑向彈性變形量的因素，合理確定其具體數值，才能保證界面結構的機械性能。在制定界面部件的組裝工藝時，首先會遇到芯棒徑向材質結構分布狀況問題，芯棒是由機械性能相差較大的無機纖維浸漬有機聚合物樹脂拉擠成型的，樹脂粘度和浸漬工藝的差別直接影響芯棒纖維的含量，使芯棒部件的徑向彈性模量和泊松比出現較大的差異，這必然造成芯棒徑向變形量的不同。因此，在確定芯棒部件的組裝工藝時，應根據復合絕緣子所采用的芯棒纖維含量的實際情況選擇，才能避免因芯棒纖維含量不同而影響界面的機械性能。

　　其次應考慮界面在室溫環境中組裝時，芯棒部件徑向材質出現的極限壓應力問題，其值應按芯棒中纖維和樹脂在室溫下應力應變曲線直到破壞都是線性的條件加以確定。界面組裝時，芯棒部件徑向出現的彈性變形量有相當部分是由彈性模量相當低的纖維間樹脂來承擔的，這對壓應力本來就不高在芯棒中可利用延伸率較低的網狀結構纖維間體樹脂層來說，將成為界面徑向受力變形最先損壞的部位。因此在室溫組裝的芯棒部件的徑向極限壓力應由樹脂極限壓應力值決定。但需要指出樹脂應力的極限值應由界面實際承壓狀態的圓周加壓試驗方法獲取。用現有壓應力極限值誤差極大，難以準確反映實際情況。

　　界面組裝時芯棒徑向彈性變形量的試驗選擇，應考慮芯棒纖維間樹脂層結構變化的影響。樹脂層是由高分子通過交鏈形成體型的網狀高聚合物，其分子結構必然隨著環境溫度的變化而變化，其物理性質存在著玻璃化、高彈性和粘流3種狀態。對于復合絕緣子來說，雖然界面組裝溫度和產品運行環境溫度都低于樹脂玻璃化轉變溫度79．12℃，但界面組裝時的室溫遠低于產品實際運行的最高環境溫度。當界面在室溫下組裝時，芯棒徑向纖維間樹脂層出現的彈性變形只是外力作用于網狀結構時分子主鏈的鍵長和鍵角發生微小改變而使樹脂形狀引起改變，樹脂的應力應變直到破壞都是線性的。其破壞值較高。
　　
　　如果產品運行溫度升高到玻璃化轉變溫度以下幾十度范圍內時，溫度升高將引起其高分子側基、支鏈和小鏈節等較小運動單元的運動加劇，外力促使樹脂網狀結構分子主鏈鍵長和鍵角發生較大的變化。樹脂的應力應變規律見圖1中的曲線2，其線性部分應力最高點比曲線1低很多，而且還會出現樹脂屈服現象。如果產品運行溫度接近樹脂玻璃化轉變溫度，溫度升高促使分子熱運動的能量足以克服網狀結構主鏈內旋轉的位壘，鏈段也將被激發，通過主鏈中單鍵的內旋轉不斷改變構象，當外力作用時分子鏈可以從蜷曲變成伸展狀況，網狀結構有較大的改變。這時的樹脂應力應變曲線見圖1中的曲線3，已基本上不存在線性關系，應力增加不明顯，應變卻有很大發展。國產產品如果在自然環境時常出現45℃左右高溫運行，其散熱性能比瓷差的復合絕緣部件的溫度可能要升高到50～60℃。在這種條件下，要保證其機械性能的穩定性，在室溫組裝時芯棒部件徑向彈性變形量的數值不宜選擇太高。目前所有國外復合絕緣子壓接連接界面結構的產品，其界面結構在合理連接長度的拉脫破壞載荷都稍高于額定機械載荷。具體數值應以金具與芯棒徑向材質的熱膨脹差異按產品運行環境可能出現的最大溫度變化來確定。但還需要指出，無論金具與芯棒徑向熱膨脹系數差異有多大，只要在產品運行溫差范圍內，芯棒徑向變形始終在彈性變形范圍內，其金具與芯棒配合面連接性能的蠕變就不可能太大。

　　5結束語

　 （1）復合絕緣子的壓接連接界面，是靠塑變金具內腔粗糙表面與芯棒相互作用進行連接的。其芯棒內部拉力是由纖維間的樹脂層進行傳遞的，由里及外逐漸增大。
  　（2）壓接界面金具應采用端口加強型和受壓部位端有環形卸載槽的結構，其金具長度、厚度及與芯棒的配合間隙應由配合部位剪切應力值決定。
　  （3）壓接界面在室溫下組裝時，芯棒部件的徑向彈性變形量最大極限值應以芯棒徑向纖維間樹脂試驗獲得的極限壓應力來確定。其芯棒徑向彈性變形量的確定，除了要考慮芯棒纖維含量的影響外，還應考慮芯棒的纖維間高聚物樹脂材質。在室溫下組裝的產品其運行環境雖然都處在樹脂玻璃化狀態，但產品運行可能出現的最高環境溫度與芯棒中樹脂玻璃化轉變溫度79．12℃相差不是很大，若要保持界面結構的穩定性，則芯棒徑向彈性變形量在產品組裝時不宜選擇過大。