550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子断裂分析及解决方案

刘文晖，庞小峰，王增彬，孙帅，易少俊

(1.广东电网有限责任公司电力科学研究院，广东 广州 510080；2.广东省电力装备可靠性企业重点实验室，广东 广州 510080；3.江苏省如高高压电器有限公司,江苏 如皋 226572)

高压隔离开关作为电网结构中关键变电设备，其安全稳定运行对电网运行质量有着至关重要的影响，特别是500 kV隔离开关的损坏将直接危及到电网运行，造成局部电网解列，给电网造成灾难性影响[1]。广东位于沿海地区，属于台风的重灾区[2]，近年来的多次强台风登陆对电力设施造成极大破坏，隔离开关设备损失最为严重，占比超过53%。隔离开关在台风中损坏突出表现为支柱瓷绝缘子断裂，如在“彩虹”超强台风中，某500 kV变电站11组550 kV隔离开关中出现8组受损，其中某厂家550 kV剪刀式隔离开关多支支柱瓷绝缘子出现断裂现象[3]。

支柱瓷绝缘子作为高压隔离开关最重要的部件之一，主要用来支撑导体及将导体与地绝缘隔离，其可靠性对设备及电网的安全运行至关重要,经常发生断裂事故[4-15]的原因多为瓷瓶质量问题，如腐蚀、胶装不合格等。对于强台风中高压隔离开关支柱瓷绝缘子断裂问题的分析，一般从工况着手，主要从理论计算[14-16]、设计标准复核[17]、仿真分析[18]以及试验验证[3]等对受损隔离开关断裂的原因进行分析，得出风速超过设计标准要求是隔离开关受损的首要原因[3]。对此，本文对某厂家550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子在强台风中受损断裂的原因进行分析，得出该型号支柱瓷绝缘子的安装结构设计不合理，导致支柱瓷绝缘子装配后承受一个额外的较大的装配应力，降低了支柱瓷绝缘子的实际承载能力，并提出了将操作轴销孔改为腰孔以消除绝缘子装配应力的解决方案。

1 事故原因分析

1.1 事故背景资料介绍[3]

2015-10-04T14:10，22号强台风“彩虹”(17级，最大风速67.2 m/s)正面登陆湛江地区，造成550 kV港城变电站变电设备损坏，全站停运，附近最大风力达15级。

站内某厂家550 kV剪刀式隔离开关多支支柱瓷绝缘子断裂，断裂的主要部位集中在第二、三节(从上往下数)法兰端面，如图1所示。支柱绝缘子断裂面瓷质均匀、致密，未观察到由于烧制质量不当引起的瓷质粗糙、黄芯、气孔、微裂纹、杂质等缺陷。

图1 断裂的支柱绝缘子Fig.1 Fractured post porcelain insulators

对该设备支柱绝缘子的抗风强度进行计算，根据基本风速，基本风压

(1)

式中：υ为基本风速 ；ρ为空气密度。当υ=59.9 m/s时，基本风压

风压力

F=P0S.

(2)

式中S为设备迎风面积。

根据受损的550 kV剪刀式隔离开关结构，分别计算设计风速为38.4 m/s及实际风速为59.9 m/s时，静触头、导电管、均压环等所受的风压力F对绝缘子底部的弯矩，并将其折算到最终绝缘子顶端所受的力Fd，分别是Fd1=3.2 kN[3]、Fd2=7.78 kN[3]。

可见:当设计风速为38.4 m/s时，绝缘子顶端所受力3.2 kN远小于抗弯破坏力12.5 kN;而当最大风速达到59.9 m/s时，风载荷产生的附加在绝缘子顶端的力7.78 kN已经接近绝缘子弯矩破坏力12.5 kN，绝缘子抗弯强度的裕度大大降低。

1.2 安装结构原因分析

550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子的额定抗弯强度为12.5 kN，其破坏抗弯强度一般是额定抗弯强度的1.25倍以上(某瓷绝缘子生产厂家提供，具体抗弯设计裕度由支柱瓷绝缘子生产工艺的分散性而定，分散性越大，设计裕度越高)，即15.625 kN。由上文可知，当最大风速达到59.9 m/s时，风载荷产生的附加在550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子顶端的等效抗弯力为7.78 kN，安全系数达到2倍。

DL/T 486—2010《高压交流隔离开关和接地开关》[1]第4.103条“额定端子静态机械负荷”中规定：绝缘子抗弯强度的静态安全系数应大于等于2.75，动态安全系数应大于等于1.7。风载荷为动态负荷，550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子具有2倍的抗弯强度安全系数，大于1.7，满足风速为59.9 m/s时的动态负荷作用要求，所以该隔离开关多支支柱绝缘子断裂必然有其他原因。

图2为某厂家受损隔离开关绝缘子安装结构示意图。受损的550 kV剪刀式隔离开关操作绝缘子、支柱绝缘子上下法兰安装联接结构均为刚性联接，高度安装尺寸不可调，生产上不可能保证操作绝缘子、支柱绝缘子高度尺寸完全一致。

图2 受损隔离开关绝缘子安装结构Fig.2 Insulator installation structure of the damaged disconnector

GB/T 8287.2—2008《标称电压高于1 000 V系统用户内和户外支柱绝缘子 第2部分：尺寸与特性》第5条“尺寸特性”中规定：当绝缘子高度h大于1 220 mm时，h允许偏差为±(1.5 mm+0.001h)。550 kV隔离开关IV级污秽绝缘子高度为4.7 m，计算可得h的允许偏差为±6.2 mm。假定支柱绝缘子高度H1取上偏差，操作绝缘子高度H2取下偏差，则其高度差为12.4 mm，考虑到操作绝缘子上下联接操作法兰轴高度方向设计留有最大轴向串动间隙为5 mm，故绝缘子联接螺栓紧固到位后，绝缘子上下联接结构高度方向需变形2.4 mm来弥补此种绝缘子高度差(瓷柱为脆性材料，计算时不考虑绝缘子变形)，此种刚性联接会导致支柱绝缘子承受额外较大的装配应力，削弱支柱瓷绝缘子抗拒风载等外力的能力。

与绝缘子上法兰联接件有铝铸件箱体、上操作法兰、上操作轴、联接轴销等，与绝缘子下法兰联接件有产品底座、下操作法兰、下操作轴、联接轴销等,其中，铝铸件箱体、产品底座的弹性系数(结构材料弹性模量E与结构截面惯性矩I的乘积)远大于操作法兰、操作轴、联接轴销等，其变形量可以忽略不计，操作法兰、操作轴、联接轴销等在绝缘子安装结构中属于薄弱件，下文将通过操作法兰、操作轴、联接轴销等的变形估算绝缘子承受的额外的装配应力。

以图2中支柱绝缘子根部中心点为支点，绝缘子高度差产生的结构装配应力作用在操作绝缘子上时，其产生的作用力F沿操作绝缘子轴线向上或向下，操作绝缘子与支柱绝缘子中心距为L(约为500 mm)，则F对支柱绝缘子根部产生的弯矩

M=FL.

(3)

支柱绝缘子高度为h(4 700 mm)，则弯矩折算到支柱瓷绝缘子顶部抗弯力

Fd=M/h.

(4)

1.2.1 操作轴受力计算

操作轴材料为304不锈钢棒，装配应力使联接轴销孔承受拉力，此时使其屈服变形的最小拉力

F1=σs1A1.

(5)

式中：A1为操作联接销孔处最小受力截面面积，取为1 177.4 mm2；σs1为操作轴屈服强度，取为205 MPa。

由式(3)、(4)、(5)计算可得Fd=25.7 kN。显然，Fd远大于支柱瓷绝缘子的破坏抗弯强度15.625 kN，也就是说在操作轴屈服变形之前，支柱瓷绝缘子已经破坏，故支柱瓷绝缘子断裂时，操作轴未变形。

1.2.2 联接轴销受力计算

联接轴销安装在操作法兰轴的轴销孔内，此时外露两端承受剪切力F2，F2可由下式计算，即

F2=2τA2.

(6)

式中：A2为联接销最小剪切截面积，取为201 mm2；τ为联接轴销剪切强度，联接轴销为304不锈钢棒，τ取值为364 MPa。

由式(3)、(4)、(6)计算可得Fd=15.6 kN。Fd几乎等于支柱瓷绝缘子的破坏抗弯强度15.625 kN，也就是说在联接轴销屈服变形时，支柱瓷绝缘子也已经破坏;但这与事故现场实际情况不符，支柱瓷绝缘子断裂时，联接轴销未变形。

1.2.3 操作法兰受力计算

操作法兰通过联接轴销与操作法兰轴联接，操作法兰与轴联接部分为套筒(与法兰件焊接而成)，操作法兰销孔承受拉力，此时屈服变形的最小拉力

F3=σs2A3.

(7)

式中：A3为操作法兰联接销孔处最小受力截面面积，取为324 mm2；σs2为操作法兰屈服强度，操作法兰材料为Q235B，σs2取值为235 MPa。由式(3)、(4)、(7)计算可得Fd=8.1 kN，此时Fd小于支柱瓷绝缘子的破坏抗弯强度15.625 kN，也就是说在操作法兰销孔屈服变形时，支柱瓷绝缘子尚未破坏，与事故现场实际情况相符。考虑附加最大风速达到59.9 m/s时，实际弯矩为15.88 kN，已大于支柱瓷绝缘子的破坏弯矩15.625 kN，支柱瓷绝缘子发生断裂。

1.2.4 安装结构分析

由以上计算分析可知：因550 kV剪刀式隔离开关绝缘子安装结构设计不合理，操作绝缘子与支柱绝缘子联接螺栓紧固到位后，主要由操作绝缘子上下操作法兰的联接销孔变形(2.4 mm圆孔变腰形孔)来弥补2个绝缘子的高度差，此种刚性联接导致绝缘子承受额外的装配应力；同时此种装配应力对支柱瓷绝缘子顶部产生一个额外的8.1 kN的弯矩力，削弱了支柱瓷绝缘子抗拒风载等外力的能力。

1.3 其他结构分析

由上文可知，风负荷较大是550 kV剪刀式隔离开关支柱绝缘子发生断裂的诱因。由式(2)可知，风负荷的大小与设备的迎风面积有关，而设备的迎风面积与设备结构设计的合理性相关。

当最大风速达到59.9 m/s时，风负荷对550 kV剪刀式隔离开关设备支柱绝缘子顶部产生的附加力已经接近绝缘子的额定抗弯力12.5 kN，绝缘子较容易发生断裂。从结构上分析，该设备的屏蔽罩、箱体、钢支架等结构设计上未考虑强台风风负荷的影响，零部件迎风面积较大，导致设备承受的风负荷过大，降低了设备抵御强台风的能力。

为提高隔离开关的抗风载能力，可采取减小结构迎风面积、提高结构强度、增加防风措施等措施。

图3为该设备屏蔽罩结构，改进后的屏蔽罩结构如图4所示。

图3 屏蔽罩Fig.3 Shielding case

图4 改进后的屏蔽罩Fig.4 Improved shielding case

如图3、图4所示：静触头钳夹处1个屏蔽罩最大迎风面积为0.28 m2，改进后最大迎风面积可减少0.13 m2；导电臂处2个屏蔽罩最大迎风面积为0.39 m2，改进后最大迎风面积可减少0.16 m2。由式(1)、(2)计算可知：改进后，静触头钳夹处风压力可减少0.29 kN，导电臂处风压力可减少0.36 kN；将其折算到支柱绝缘子顶端，屏蔽罩改进后，合闸时可降低支柱绝缘子顶部承受的风载附加力1.21 kN，降低设备支架底部承受的风载附加力10.9 kN。

图5为该设备箱体结构，最大迎风面积为0.49 m2，改进后的箱体结构如图6所示，改进后最大迎风面积可减少0.15 m2。由式(1)、(2)计算可知：改进后，箱体处风压力可减少0.34 kN；将其折算到支柱绝缘子顶端，箱体改进后，可降低0.35 kN的支柱绝缘子顶部承受的风载附加力，同时也可降低3.5 kN的设备支架底部承受的风载附加力。

图5 箱体Fig.5 The box

图6 改进后的箱体Fig.6 Improved box

针对隔离开关用的圆柱式及格构式2种支架进行仿真分析及对比。对于支架有以下2种设计方案：方案1、圆柱式支架三维模型如图7所示，圆筒型号D406×10 mm，支架极限高度4.2 m；方案2、格构式支架三维模型如图8所示，支架极限高度4.2 m，主筋等边角钢L80×10 mm，斜拉等边角钢L50×5 mm，联接螺栓M12。

图7受损设备的钢支架为圆柱式支架，其主要优点为：结构形式、加工制造简单，适合高度较小、承重较轻产品；缺点为：支架高度较高、承重产品较重和产品较高时，整体刚度较低，产品振动放大系数增大，易发生晃动。如采用图8所示的格构式支架，可以减小结构迎风面积，提高结构刚度。

图7 圆柱式支架Fig.7 Cylindricalsupport图8 格构式支架Fig.8 Latticesupport

在ANSYS软件中建立了钢支架的结构简化模型。图9为划分网格后的圆筒钢支架有限元模型，圆筒、加强筋全部采用壳单元，底板和顶板参用六面体单元，计算模型中全部取为固联接触(绑定接触)。图10为划分网格后的格构钢支架有限元模型，圆筒、加强筋全部采用壳单元，底板和顶板参用六面体单元，计算模型中全部取为固联接触(绑定接触)。

图9 圆筒钢支架有限元模型Fig.9 Thefiniteelementmodelofcylindricalsupport图10 格构式钢支架有限元模型Fig.10 Thefiniteelementmodeloflatticesupport

相关部件力学参数见表1。

钢支架仿真计算约束设置包括：根据设备安装形态，把设备质量等效为质量点加载在产品质心位置，具体见表2中参数；计算时约束住底架底面，设备质量1 750 kg，设备接口尺寸400 mm×400 mm，基础接口尺寸450 mm×450 mm。

钢支架仿真计算工况包括设备及钢支架自重、极限风载荷、额定端子静态机械负荷，其中额定端子静态机械负荷见DL/T 486—2010规定，对于550 kV单柱式隔离开关，端子水平纵向负荷4 kN，水平横向负荷2 kN，垂直力2 kN。

表1 材料力学参数Tab.1 Mechanical parameters of materials

表2 设备参数Tab.2 Equipment parameters

钢支架仿真计算结果与分析如下(所有应力均不考虑焊缝处、绑定接触及尖角处的应力集中及应力奇异)：

a)设备仿真计算模态结果见表3。

表3 设备模态计算结果Tab.3 Calculation results of equipment modal

b)方案1圆柱式支架仿真计算的最大变形如图11(a)，最大应力如图11(b)；方案2格构式支架仿真计算的最大变形如图11(c)，最大应力如图11(d)。

c)仿真计算结果分析。表4为综合计算结果汇总。由表4可知：2种支架各零部件的应力都小于判据，满足强度要求；格构式钢支架在各工况条件下变形都小于圆筒钢支架，格构式钢支架刚度优于圆柱式支架，且格构式钢支架质量比圆柱钢支架质量小75 kg，支架成本更低，推荐优先选用格构式支架。

2 解决方案

2.1 绝缘子装配应力解决方案

为解决操作绝缘子与支柱绝缘子高度差产生的装配应力，必需改进2个绝缘子的现有刚性联接结构，采用柔性安装技术，即在与2个绝缘子上下4个法兰中的某个法兰联接处，设置柔性联接结构，实现绝缘子高度方向安装结构可调节。该隔离开关操作绝缘子主要承受扭矩(不承受弯矩)，故可在操作绝缘子上部法兰联接处设置柔性安装结构，以解决绝缘子安装高度调节问题。

图12为操作轴结构示意图。图12中将与操作绝缘子上操作法兰相连的操作轴轴销孔设计为长腰形孔柔性传动联接结构，安装操作绝缘子与支柱绝缘子时，如有高度差，联接轴销可随操作绝缘子安装高度的不同，在操作轴腰形孔内上下移动，从而解决操作绝缘子与支柱绝缘子因高度差带来的装配应力问题。

图11 支架仿真计算结果Fig.11 Simulating calculation results of the support

表4 支架计算结果汇总
Tab.4 Result summary of steel support

类型支架质量/kg一阶模态弯矩/(kN·m)变形量/mm主体应力/MPa应力(判据)/MPa圆柱式支架4942.4369.010.653.6235格构式支架4193.1067.15.9364.8235

图12 操作轴结构Fig.12 Operating shaft structure

采用这种柔性装配技术后，可消除操作绝缘子与支柱绝缘子高度差产生的装配应力，避免支柱瓷绝缘子承受额外的8.1 kN的弯矩力。由以上分析可知，在最大风速达到59.9 m/s的强台风中，支柱瓷绝缘子顶部承受的附加等效风力为7.78 kN，小于支柱瓷绝缘子的破坏弯矩15.625 kN，支柱绝缘子不会发生断裂现象。

2.2 结构防风措施

考虑到风载荷是导致隔离开关支柱瓷绝缘子发生断裂的根本诱因，在采用柔性安装技术消除绝缘子装配应力的同时，还需要采取以下措施来实现结构防风：

a)针对大的屏蔽罩等零部件，可增设过风孔，减小迎风面积。

b)优选格构式支架，减小迎风面积，提高结构刚度。

c)传统的剪刀式隔离开关传动箱体结构一般为封闭式箱体结构，箱体迎风面积大、质量重。可将传动箱体采用敞开式创新设计(如图6)，即：运用机电分离的技术，将传动箱体设计为多个结构简单零部件装配而成，导流件与传动件用绝缘件隔开，弹簧、轴承等重要零部件作密封处理。

3 结束语

我国每年都有多起强台风甚至是超强台风袭击沿海地区，对于高压隔离开关设备是一个极大的考验。本文针对“彩虹”超强台风中550 kV剪刀式隔离开关支柱瓷绝缘子发生断裂的事故，在已有事故分析的基础上进行设备结构分析、强度计算，识别出绝缘子刚性联接时操作绝缘子与支柱绝缘子高度差产生的装配应力，是导致支柱瓷绝缘子出现断裂的主要原因(故障设备本身的结构设计缺陷)，并提出解决方案，即只需将与操作绝缘子联接的操作轴改成柔性联接，就能减少设备支柱绝缘子安装附加弯矩力8.1 kN，进一步提升了绝缘子的抗风灾能力；同时还对隔离开关设备零部件结构、支架结构提出改善设计方案，减小了迎风面积，降低了风载荷对绝缘子的影响。