3．6 电力电缆导体截面 3．6．1 系原条文3．7．1修改条文。 1 电缆导体的持续最高允许工作温度(θm)，对应绝缘耐热使用寿命约为40年，明确最大工作电流(IR)需满足不得超过θm，是实现电缆预期使用寿命的要素。直接取θm求算IR时，需把所有涉及发热的因素计全才符合上述原则，否则，客观存在的发热因素未完全计入，IR计算值就会偏大，运行中导体实际温度将超出θm。 IR的算法标准IEC 287(1982)或IEC 60287-1-1(1995)不再像1968年初版时示出各类电缆的θm值，而提示θm值确定需留有安全裕度。不妨就高压单芯电缆IR求算时θm值的择取作一辨析：1993年IEC 287-1-2首次公布双回并列电缆的涡流损耗率λ″ 1d算式，此前只有单回电缆涡流损耗率λ″1的算式，而λ″1d＞λ″1，可认为双回并列电缆在依照λ″1d与θm计算的IR，与仅依λ″1(即未计入并行回路引起涡流损耗增大的影响)求算IR时，要使两者相同或相近，就需对后者采取低于θm的θ′m值。这也昭示了IEC 287并非是所有的算式一次性制订完备，因而它不硬性规定单一θm值，以不失科学严谨性。藉此还需指出，IEC 60287-1-2(1993)只适合两回单芯电缆并列配置，它主要反映直埋或穿管埋地敷设电缆方式，但我国多以隧道、沟或排管敷设电缆方式，并行两回电缆为层叠配置情况，其λ″1d算式在该标准中却未给出，也没有说明可略而不计。然而，在日本电线工业协会标准JCS第168号E(1995)《电力电缆的容许电流(之一)》中，却示明包含2层及其以上层迭配置单芯电缆的λ″1d算式，经按一般电缆使用条件计算分析，其λ″1d与λ″1值差异明显而不能忽视(可参见《广东电缆技术》，2001，No．3)。因此，在并非所有发热因素计全时，求算IR若仍依固定的θm值计，就满足不了本款要求。 美国爱迪生照明公司联合会(AEIC)制订的AEIC CS7(1993)《额定电压69kV至138kV XLPE屏蔽电力电缆技术要求》标准中载明：当IR计算涉及电缆存在的全部热性数据充分已知，确保θm不致超过时，可取θm为90℃，否则应采取比该温度降低10℃或其他适当值。这对于辨析地择取θm值的理解，可供启迪。 4 电力电缆截面最佳经济性算法IEC 1959标准于1991年首次公示，后又纳入电缆额定电流计算标准系列IEC 60287-3-2(1995；1996修订)。其算法是基于电缆线路初始投资与今后运行期间的能量损耗综合最小。 多年来我国经济持续高速增长下，发供电随着用电需求虽在不断迅猛发展，但一些地区仍感电力不足。分析认为，以往一般只按载流量紧凑地选择电缆截面，导致线损较大，这一影响不可忽视；又如今地球“温室效应”日益严重，尤其是火力发电的CO2排放影响，占有相当大比例，在这一形势下，需着眼于努力降低损耗、减少电源增长(火力发电厂一直占有较大份额)带来温室效应的加剧，就需要考虑电缆的经济截面。至于经济截面比按载流量选择截面增大后，降低年损耗的同时会引起初投资的增加，从我国宏观经济条件来看，现已能适应。 3．6．2 系原条文3．7．2修改条文。 IEC等标准关于电缆的持续允许工作电流算法分两类：①负荷为100％持续(100％ Load factor)，即常年持续具有日负荷率(Lf)为1时的IR1，如发电厂中持续满发机组及其辅机，或工矿主要用电器具等供电回路的负荷电流；②负荷虽持续但并非100％恒定最大，而是周期性变化，即常年持续具有Lf＜1时的IR2，如城网供电电缆线路等公用负荷电流。 IEC 60287(以往称IEC 287)为IR1算法标准，IEC 60853(原IEC 853)为IR2＝M．IR1的M算法标准，日本电线工业协会JCS第168号E(1994)、美国电子电气工程师学会IEEE Std 835(1995)标准均同时含IR1、IR2。在空气中敷设的电缆，IR1＝IR2，直埋或穿管埋地(包括排管)敷设的电缆，IR1＜IR2；当Lf约为0．7左右时，一般IR2比IR1增大约20％以上。我国长期以来工程实践只计IR1且一般遵循IEC 60287，至于IEC 853-1、IEC 853-2虽早已于1985年、1989年公示，但国内迄今几乎未在工程运用，或缘于该算法需按日负荷曲线分时计算感到烦琐，而日、美标准只需计入Lf求算IR2，适合工程设计阶段(参见《广东电缆技术》，2001，No．4：2～12)。然而在我国由于尚未广为知晓而缺乏应用，故此次修订标准就没有直接示出IR2，只在持续工作电流之首添加100％，这虽是沿袭原标准基本内容，但冠以100％的持续工作电流不仅示明归属IR1，也意味着对于IR2和短时应急过载IE(参见《广东电缆技术》，2002，No．4)以及提高载流量的途径(参见《广东电缆技术》，2003，No．4)，都留有另行考虑的空间，显然不应被误解为IR2、IE均排斥或拒绝。从这一意义不妨强调，本标准现仅示出电缆载流能力中属于IR1的基本要求。 顺便指出，现行国家标准《低压电气装置 第5-52部分 电气设备的选择和安装 布线系统》GB／T 16895．6-2014等同采用IEC 60364-5-52：2009，电缆载流量值仍然是基于IEC 60287计算的，电缆载流量按照其表A．52．3给出的敷设方式从附录B的载流量表格中选取，其表A．52．3给出73种敷设方式描述，归并为A1、A2、B1、B2、C、D、D2、E、F、G等10大类敷设方式，其表B．52．1为按敷设方式查找载流量的索引，其表B．52．2～表B．52．13为不同敷设方式下的电缆载流量指导数据，其表B．52．14～表8．52．21给出的不同环境温度、直埋敷设不同土壤热阻系数、多根并列敷设时的载流量校正系数，分类很细，选用起来相对比较复杂些。需要强调的是，如按照现行国家标准《低压电气装置 第5-52部分 电气设备的选择和安装 布线系统》GB／T 16895．6查取电缆载流量，需要配套使用该标准对应的敷设方式下电缆载流量其及校正系数。 3．6．3 系原条文3．7．3修改条文。 1 含变流、电子电压调整等装置的负荷有高次谐波，诸如变频空调、电气化铁道等。在香港的低压配电电缆、东北某电铁牵引变电站的220kV供电电缆工程实践，都已显示了计入高次谐波的影响。 2 电缆保护管并不局限塑料材质，如复合式玻纤增强塑料、陶瓷等管材，均有应用。 7 本标准10kV及以下电缆载流量可按本标准附录C和附录D查阅和修正，35kV及以上电缆载流量，工程中一般可参照电缆制造商提供的载流量资料并结合使用环境条件进行修正，也可采用现行行业标准《电缆载流量计算》JB／T 10181进行计算验证。 3．6．7 系原条文3．7．7修改条文。 根据现行行业标准《火力发电厂厂用电设计技术规程》DL／T 5153-2014和工程实践，限流熔断器和60A以下的普通熔断器在大短路电流下的限流性能显著，或当熔断体的额定电流不大于电缆额定载流量的2．5倍，且供电回路末端的最小短路电流大于熔断体额定电流的5倍时，低压熔断器保护的回路按发热和电压降选择的电缆截面一般均满足短路最小热稳定截面要求，故可不进行最小热稳定截面校验。 由于中压真空接触器和熔断器产品技术日趋成熟，熔断器(F)和真空接触器(C)组合供电方式(简称F-C)具有占地少、价格低、适用频繁操作的特点，近十多年来，在国内较多的火力发电工程中得到了广泛应用，但F-C回路电缆短路最小热稳定截面计算相对复杂，国内又缺乏相关规范，根据发电行业设计经验，结合配置完善的综合保护装置分析总结如下，供设计参考： (1)一般1000kW及以下电动机回路和1250kVA及以下变压器回路采用F-C组合供电方式，按照综合保护配置原理和熔断器时间电流特性曲线，当短路电流小于3．3kA(4kA／1．1～1．2)时，由保护装置启动真空接触器开断短路电流，动作时间约0．15s～0．5s，当大于3．3kA时，综合保护装置闭锁接触器，由熔断器开断短路电流。熔断器由于具有短路电流越大熔断时间越短的特点，3．3kA及以上短路电流一般熔断器熔断时间约为0．2s以内(对应224A熔断体)，对电缆承受的短路发热越有利，按理论计算，铜芯电缆35mm2可满足要求，且有一定裕度。 (2)为简化繁杂的计算，考虑熔断器熔断具有的分散性特点，工程应用考虑一定安全裕度是合理的，因此对3kV及以上中压电动机和低压变压器回路采用F-C组合供电方式时，铜芯和铝芯电缆最小热稳定截面分别按50mm2和70mm2校验是安全的。 3．6．8 系原条文3．7．8修改条文。 2 增加了对单电源回路最大短路电流的短路点的选取原则，参照《电力工程电气设计手册1 电气一次部分》(中国电力出版社，1989)，另根据原电力部组织各电力设计院编写的《赴美国依柏斯公司实习报告》(1982．3)：“由于电缆故障最容易发生在现场施工的电缆接头处，但是在电缆首端发生故障时故障电流并不通过电缆本身，因此对于较长的电缆应尽量避免中间接头，计算短路电流时应按故障发生在电缆终端或第一个中间接头处”。国内某城市2010年对10kV配网电力电缆故障率调查报告中指出，电缆中间接头故障率为45．3％，终端头故障率为6．6％，外力破坏故障率为12．4％，电缆本体故障率为4．4％，单相接地故障率为31．4％，电缆接头和电缆终端故障故障率合计51％以上，而电缆本体故障率仅为4．4％。因此，若短路点选择在电缆首端，短路电流并不通过电缆本身，对选择电缆截面过于保守，不经济。 3 随着电力系统的不断发展和网络结构变化，最大短路电流不一定是发生三相短路情况，有的可能是发生单相接地短路情况，因此，最大短路电流宜按三相短路或单相接地短路计算的最大值取值。 5 增加低压变压器馈线，按照变压器保护配置情况，其过流Ⅱ段后备保护对应电流为低压侧短路时的电流，虽有延时但对应短路电流很小，故对低压变压器回路电缆，仍可按主保护时间选择校验。 3．6．9 系原条文3．7．9修改条文。 2 对存在高次谐波电流回路，中性导体的电流应计入谐波电流的效应。电缆导体载流量的降低系数系取自于国家现行标准《低压配电设计规范民用》GB 50054和《民用建筑电气设计规范》JGJ 16的有关规定。 3．6．10 系原条文3．7．10修改条文。 2 与现行国家标准《低压配电设计规范》GB 50054-2011第3．2．14条第5款第3项“当铜保护导体与铜相导体在一根多芯电缆中时，电缆所有铜导体截面积的总和不应小于10mm2”的规定一致。如在三相四线制系统中，当选择中性导体与保护导体合一的4芯铜芯电缆时，其最小规格可以选择4×2．5mm2或3×4mm2＋1×2．5mm2。 4 系新增条款。与现行国家标准《低压配电设计规范》GB 50054-2011第3．2．14条第3款的规定一致。 3．6．11 系原条文3．7．11修改条文。 大电流负荷的供电回路往往由多根单芯大截面电缆并联组成，运行时屡因电流分配不均而出现电缆过热乃至影响继续供电。 交流供电回路多根电缆并联时的电流分配主要依赖于导体阻抗，同时还受金属套(有环流时)阻抗的影响。并联各电缆的长度以及导体、金属套截面均等，是使电流能均匀分配的必要条件，在采用单芯电缆情况下，各电缆在空间上几何配置的相互关系常难使各阻抗值均等；各电缆的相序排列关系也影响电流分配。故要以计算方式确定各电流分配的电流值，较为复杂烦琐。IEC 60287-3-1(2002)《多根单芯电缆并联电流分配及其金属层(套)环流损耗的计算》标准是按照并联电缆的各导体阻抗、金属套阻抗均等前提下，建立联立方程而导出，其算法具有公认可行性。需要指出的是，该算法从工程实用意义上已并不简单，可推论若不具备并联电缆各导体阻抗、金属套阻抗均等的条件，计算各电缆之电流分配必将更烦琐复杂。本次增加敷设方式一致，也是为了使同相导体阻抗尽可能一致，使导体电流分配均匀。 3．6．12 系原条文3．7．12修改条文。 (1)条文中可能的短路电流包括中性点不直接接地系统中不同地点的两相接地短路。 (2)关于电缆外护层的短路最高允许温度几点说明： 1)本标准1994版编制时采纳了瑞典ASEA公司的规定，而日本JCS第168号D(1982)标准则是按照外护层短路最高允许温度限值确定，依当时经济发展条件，认为按日本标准计算会使得屏蔽层截面选择过大，增加工程投资，为此，按照瑞典公司规定取绝缘和护层的短路最高允许温度平均值计算，再考虑到高压电力电缆线路一般设置有回流线，可减少金属屏蔽层截面的因素，认为可以接受。 2)我国现行110kV及以上交联电力电缆制造标准中对电缆外护套温度限值未作明确要求，护套选择取决于电缆设计和运行的机械及热性能限定要求。 3)首先，金属屏蔽层截面若选择不当容易发生电缆烧坏事故，甚至引起火灾而带来较大经济损失，与当前我国经济发展强调安全生产的形势不适。其次，高压电力电缆多为重要输电电缆线路，随着电力系统网络发展规模越来越大，短路水平越来越高，保证电缆的安全可靠性尤为重要。工程实践中，校核电缆金属屏蔽层或护套的短路耐受值时采用的终止温度有取220℃的，也有取200℃的，高于非金属护套短路最高允许耐受温度(如聚氯乙烯ST1、ST2护套和绝缘型PVC／A、绝缘型PVC／B料的抗开裂温度150℃，只有绝缘型PVC／B护套的热稳定温度才达到200℃)。 依我国目前的经济发展与20世纪90年代相比，已发生了很大变化，且110kV及以上高压电缆线路使用的越来越多，上述1)的条件已不适应现在的情况，况且，也不能保证所有高压电缆回路均设有回流线情况来降低对护套温升的影响，而参照日本JCS第168号D(1982)标准即按照外护层短路最高允许温度限值确定比较合理和可行；我国目前对110kV及以上电缆非金属护层温度限值未予以明确规定，设计无选择依据；实际工程曾发生过金属层烧断事故。因此，校验金属屏蔽层的热稳定截面宜按照与其紧密接触的非金属护套短路最高允许耐受温度作为控制条件是合理的。 非金属外护套大多处于空气或土壤中，其散热条件比导体内的绝缘材料好，一般可以按照聚氯乙烯护套不超过150℃、聚乙烯护套不超过140℃作为控制条件计算金属屏蔽截面。另外，考虑到电缆的金属套、金属箔、编织层、铠装层及接地同心导体等也可作为接地金属屏蔽，这样计算的金属屏蔽层截面是偏安全的。 3．6．13 系新增条文。 海底电缆通常要求具有纵向阻水性能。交联聚乙烯绝缘电缆最大缺点是容易产生水树，在高压电场作用下产生局部放电进而使绝缘老化甚至损坏，为减少电缆进水概率，水下敷设1kV以上的高压交联聚乙烯绝缘电缆应具有纵向阻水构造。充油电缆和黏性浸渍纸绝缘海底电缆具有纵向阻水性能，不需要采取附加阻水措施。