高壓及超高壓電纜戶外充油終端受力分析及計算

賈 超，潘海平，方 菊，易亞琳

（長園電力技術有限公司，廣東 珠海 519085）

電纜戶外充油終端是輸電系統中架空線與電纜連接的重要組成部分，其安裝于電纜末端，保證電纜與其他部件的電氣連接[1]。戶外充油終端在運行過程中須承受多種外力作用，特別是高壓及超高壓戶外充油終端中電纜回縮、電纜本體拉力等也對終端本身提出較高的要求。電纜終端一般在設計時應保障有足夠的抗彎、防震等性能[2]。本文通過對戶外終端承受的外力分析，運用仿真軟件對戶外充油終端在多種外力載荷作用下的變形及應力計算，并對終端套管與底座法蘭、底座法蘭與支撐絕緣子連接螺栓進行機械強度校核。

1 戶外充油終端結構形式

目前，國內外高壓及超高壓電纜戶外充油終端主要采用工廠預制橡膠應力錐結構，主要有無環氧套管利用應力錐自身抱緊力壓緊和應力錐外部套環氧管靠彈簧壓緊2 種結構（如圖1 所示）。以上2種結構的終端一般由應力錐、絕緣填充劑、外絕緣（瓷套和復合套）、連接金具、密封結構和支撐絕緣子組成。電纜通過固定在套管上法蘭的連接金具懸掛在終端上，套管與底座法蘭通過螺栓連接后固定在支撐絕緣子上，整個終端通過支撐絕緣子安裝在終端支架上。

圖1 戶外充油終端結構

2 戶外充油終端承受外力分析

戶外終端在運行過程中除受自重外，主要承受出線導線拉力、風載荷、地震力、冰載荷、短路電動力、電纜重量等外力作用。

2.1 出線導線拉力

作用在出線導線上的荷載除自重外，導線還承受風載荷和冰重。為便于計算，將以上載荷考慮為均勻載荷沿導線分布。在計算導線張力弧垂時，常用單位長度載荷來表示導線受到的機械載荷。單位荷載主要有：導線自重載荷（p1）、冰重載荷（p2）、導線自重和冰重總載荷（p3）、無冰時導線風壓載荷（p4）、覆冰時導線風壓荷載（p5）、無冰有風時的綜合荷載（p6）、有冰有風時的綜合荷載（p7）。其中最大載荷為有冰有風時的綜合荷載，其值為：

式中：m0為每單位導線的質量，kg/m；g為重力加速度，m/s2；hb為覆冰厚度，mm；d為導線直徑，mm；μsc為風載體型系數，取1.2；V為設計風速，m/s。

導線上任意一點的張力（不考慮彈性伸長、溫度伸長等），由圖2 可見為：

圖2 架空線近似為斜拋物線的受力圖

或

式中：T0為導線水平張力，N；a為風速不均勻系數，也稱檔距系數；k為導線計算因素，1/m，k=p/(2T0)；x、y為導線各點的橫坐標和縱坐標，m。

2.2 風載荷

當空氣以一定速度吹向終端，速度減小甚至降為0 時，空氣減小的動能則轉換成對終端的靜壓力。在空曠平坦的戶外，風壓值可采用公式（4）計算：

式中：F為外荷載；V0為設計基準高度下的基準風速（m/s）；S為終端垂直于風方向投影面積（m2）；ρ 為空氣密度，kg/m3，工程上為了簡化，取標準空氣密度1.25 kg/m3，對我國大部分地區適用，除西南高海拔地區誤差較大外。

2.3 地震力

戶外充油終端設計允許地震烈度為Ⅷ度，根據GB/T 17742《中國地震烈度表》查得其儀器測定的地震烈度： 7.5 ≤I1<8.5 ，合成地震動的最大加速度a為2.79（1.95～4.01）m/s2，（1.95～4.01）m/s2為加速度變動范圍，2.79 m/s2為最大加速度參考值；最大速度為0.258（0.177～0.378）m/s，（0.177～0.378）m/s 為速度變動范圍，0.258 m/s 為最大速度參考值，計算時將此加速度施加到整個終端上。

2.4 冰載荷

假設戶外充油終端套管每一片大傘裙及均壓罩上均積滿冰，則冰載荷：

式中：Sb為套管大傘裙面積為Sb，m2；ρb為冰密度，kg/m3。

2.5 短路電動力

戶外充油終端A、B、C 三相常按同一平面依次布置。終端分別通過在同一時刻電流值不等的Ia、Ib和Ic三相交流電流。發生短路故障時，每一相終端所承受的短路電動力是該終端通過電流與其他兩相終端通過電流相互作用確定。可能出現的最大電動力為中間相（B 相），其最大電動力比兩邊A、C 相大（約7%）。短路時電動力最大值與沖擊電流相關，計算時采用最大沖擊電流icj，由畢奧-薩伐爾定律，B 相終端可考慮為在A、C 相終端內電纜所產生的磁場中，且磁場方向和B 相終端的電纜垂直，B 相終端所承受的最大電動力為：

式中：L為導體在終端長度，m；l為終端間距，m；icj為短路電流，A。

3 終端受力分析

當導線拉力、風載荷、地震力、短路時電動力作用方向相同時，戶外充油終端受到的外力組合最大，此時終端受力處于最危險狀態。本文以220 kV 2 500 mm2復合套戶外充油終端為例進行仿真計算。

3.1 模型處理

為簡化計算，對復合套管終端計算模型做如下處理：（1）去除尾管、密封圈、螺栓等對復合套管終端強度幾乎無影響的零件；（2）各螺栓連接零件之間連接可靠，近似為剛性連接；（3）電纜通過導電桿作用在終端上的重量，通過力的形式加載到導電桿底部；（4）絕緣油和應力錐主體的重量通過力的形式加載到密封套上。

將前述載荷及電纜重量、絕緣油重量、終端自重（以重力加速度形式）施加于終端模型，支撐絕緣子與安裝板采用固定約束進行靜力仿真計算。

3.2 終端整體變形

復合套戶外充油終端整體變形如圖3 所示，頂部出線線夾變形最大，其最大變形量為3.59 mm。

圖3 復合套管終端總變形

3.3 終端應力分布

復合套管終端整體應力分布如圖4 所示，在底座法蘭與支撐絕緣子接觸位置應力最大，最大應力在支撐絕緣子上，其最大值為74.81 MPa。

圖4 復合套管終端應力分布

復合套管終端各零部件大于等于8 MPa 的應力分布如圖5 所示。

圖5 復合套管終端大于等于8 MPa 應力分布

支撐絕緣子應力分布如圖6 所示，最大應力在支撐絕緣子上法蘭（其材料為ZL101A）處，最大應力為 74.81 MPa

圖6 支撐絕緣子應力分布

3.4 螺栓強度校核

3.4.1 套管與底座法蘭螺栓強度校核

復合套管與底座法蘭采用12 套4.8 級（[σ] =320 MPa）的M16 螺栓沿圓周方向均布連接，當外載荷F沿兩對稱螺栓的連線方向作用到復合套終端時，此時復合套管與底座法蘭連接螺栓中承受最大外載荷螺栓如圖7（左）所示。

圖7 最大受力螺栓（柱）示意圖

復合套管與底座法蘭連接螺栓承受的力矩：

式中：H1為復合套管終端重心距套管下表面高度，m；H為終端整體高度，m；hz為支撐絕緣子高度，m；d為螺栓底徑，m。

復合套管與底座法蘭連接螺栓最大工作拉力：

式中：li為第i組螺栓，其距產品質心距離為li。復合套管與底座法蘭螺栓預緊力：

式中：F為螺栓承受的剪切力，N；KS1為防滑系數取，1.3；n為距離套管質心距離li的螺栓數量；N1為套管與底座法蘭連接摩擦面數量，此處值為1。

復合套管與底座法蘭螺栓總拉力：

復合套管與底座法蘭螺栓承受最大拉應力：

式中：Ff為復合套管終端承受的風載荷，N；Fdz為復合套管終端承受的地震力，N；f1為復合套管與底座法蘭摩擦系數，1.05。

綜上，復合套管與底座法蘭連接螺栓強度滿足使用要求。

3.4.2 支撐絕緣子與安裝支架螺栓強度校核

支撐絕緣子與安裝支架螺栓采用4 套4.8 級的M30 螺柱沿圓周方向均布連接，當外載荷F′沿兩對稱支撐絕緣子的連線方向作用到復合套終端時，此時支撐絕緣子與安裝支架連接螺柱中承受最大外載荷螺柱如圖7（右）所示。

支撐絕緣子與安裝支架連接螺栓承受的力矩：

支撐絕緣子與安裝支架連接螺栓最大工作拉力：

支撐絕緣子與安裝支架螺栓預緊力：

式中：N2為支撐絕緣子與安裝支架連接摩擦面數量，此處值為1。

支撐絕緣子與安裝支架連接螺栓總拉力：

支撐絕緣子與安裝支架連接螺栓承受最大拉應力：

式中：f2為支撐絕緣子與安裝支架摩擦系數，0.17；KS2為防滑系數取，1.3；

綜上，支撐絕緣子與安裝支架連接螺栓強度滿足使用要求。

4 結束語

采用以上方法計算出線導線拉力、風載荷、地震力、冰載荷、短路時電動力等外力，將各力施加于終端上，經過仿真計算及螺栓強度校核，220 kV復合套戶外充油終端能承受外部最惡劣工況下的外力破壞，滿足設計使用要求。

根據計算結果，終端各零部件除支撐絕緣子、底座法蘭、上法蘭應力較大，其余零部件應力基本上都小于8 MPa，遠小于對應材料的許用應力，因此該戶外充油終端機械結構有較大的優化空間。有必要對該戶外終端進一步開展結構優化，以節省產品材料成本。