Выключатели переменного тока высокого напряжения - Кукеков Г.А.

Автор: Кукеков Г.А.
Теги: электротехника
Год: 1972
Похожие
Тетради новых терминов. Англо-русские термины по электрическим сетям и системам
Англо-русский словарь по электротехнике и электроэнергетике
Англо-русский словарь по электротехнике и электроэнергетике (M-Z)
Силовые трансформаторы. Справочная книга
Текст
                    «Г. А. КУКЕКОВ
ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
ПЕРЕМЕННОГО
ТОКА
ВЫСОКОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
Издание второе, переработанное
и дополненное
«ЭНЕРГИЯ»
Ленинградское отделение
\	19 7 2
6 П2.1.08
К 88	J
УДК 621.316.542.027.3	, л
j
КУКЕКОВ Г. А.
К88 Выключатели переменного тока высокого напряжения.
Изд. 2-е, перераб. Л., «Энергия», 1972.
336 с. с ил.
Книга посвящена вопросам теории, методам расчета и конструкциям выклю-
чателей переменного тока высокого напряжения.
Вопросы теории физических процессов, протекающих в выключателях, из-
ложены применительно-к методам расчета характеристик этих процессов и рас-
чета основных элементов конструкции и аппаратов в.целом. Рассмотрены также
некоторые общие вопросы рационального проектирования этих ^выключателей.
Книга предназначена для инженеров, работающих в области проектирова-
ния высоковольтной аппаратуры, и может также служить учебным пособием
для студентов электротехнических и энергетических вузов и факультетов.
I Библиотека
^Уральского политех
ническсго и’г';.:'7Та
i им. G»M. Кирова
I
Георгий Александрович КУКЕКОВ
ВЫКЛЮЧАТЕЛИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Редактор Л. М. Пархоменко
Художественный редактор Г. А. Г у д к о в .
Технический редактор В. И. Семенова
Корректор Л. С. Абрамсон
Сдано в набор 15/V 1972 г. Подписано в печать 4/IX 1972 г. М-06585. Формат 60X90Vis-
Бумага типографская № 2. Бум. л. 10,5. Печ. л. 21. Уч-изд. л. 23,3. Тираж 8000 экз.
Заказ 1121. Цена 1 р. 38 к.
Ленинградское отделение издательства «Энергия», Марсово поле, 1. -
Типография № 4 Главполиграфпрома Комитета по- печати при Совете Министров
СССР, Социалистическая, 14.	* <	а
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящее издание представляет собой переработанную л' до-
полненную книгу «Проектирование выключателей переменного-
тока высокого напряжения», выпущенную в 1961 г.
За последние годы, в связи с вводом значительных мощностей
в электроэнергетике и интенсивным развитием электрификации,,
значительно повысились требования к высоковольтной'электроап-
паратуре, в ;.частности к выключателям переменного тока высот
кого напряжения. Поэтому в. области высоковольтного выключа-
телеаппаратостроения все более сложной становится проблема со-
здания современных конструкций выключателей, отличающихся
высокими техническими параметрами, надежностью и технико-эко-
номическими характеристиками и отвечающих современным тре-
бованиям и перспективам развития электроэнергетики.	. .
В создании таких выключателей значительную роль приобре-
тает поиск качественно новых решений, основанных на все более
широком использовании в разработках результатов теоретических,
и опытных исследований, а также на дальнейшем развитии и усо-
вершенствовании методов расчета основных .элементов конст-
рукции.
Во втором издании данной книги это положение в какой-то;
мере находит отражение. Книга переработана по отдельным гла-
вам и дополнена новыми разделами. В ней большое внимание-
уделяется вопросам теории и методам расчета характеристик от-
дельных процессов, протекающих в выключателях, и определеник>
основных параметров отдельных элементов конструкции и выклю-
чателей в целом.
Особенно это касается вопросов теории и расчета процессов-
гашения электрической дуги в дугогасителях различных типов и
выводов приближенных соотношений, необходимых для практиче-
ских расчетов характеристик и геометрических параметров рабо-
чих элементов этих устройств. Новая глава, четвертая, посвящена
рассмотрению электродугового размыкания электрических цепей
в электрических системах переменного тока высокого напряжения.
В этой главе дается краткий, упрощенный анализ совокупности
основных электромагнитных процессов в электрических цепях.
!♦
3
переменного тока высокого напряжения и физических процессов
в области электрической дуги, протекающих при электродуговом
размыкании. В этой же главе рассматривается постановка задачи
расчета дугогасителей выключателей переменного тока высокого
напряжения.
Глава пятая существенно переработана и дополнена, в ней бо-
лее подробно рассмотрены вопросы теории гашения электрической
дуги в дугогасителях с продольным воздушным дутьем воздуш-
ных выключателей. Новая глава, шестая, посвящена исследова-
нию процессов гашения электрической дуги в дугогасителях эле-
газовых* выключателей переменного тока высокого напряжения.
В этих двух главах использованы как материалы, опубликован-
ные за последние годы советскими и зарубежными авторами, так
и обобщенные результаты опытных и теоретических исследований
на физических моделях дугогасителей с продольным газовым (воз-
душным и в элегазе) дутьем, проведенных под руководством и при
непосредственном участии автора в лаборатории электрических
аппаратов ЛПИ имени М. И. Калинина.'
• В остальные главы книги внесены исправления в соответствии
с новыми опубликованными материалами и новой редакцией ряда
ГОСТ, а также необходимые дополнения.
Материал книги в целом подбирался таким образом, чтобы
при рассмотрении отдельных задач расчета в достаточной мерех
осветить физическую сущность рассматриваемых процессов и дать
математическую трактовку их, необходимую для практических
расчетов. Вопросам конструкции выключателей, так же как и
в первом издании, уделено меньшее внимание, поскольку они в до-
статочной мере освещена в книгах, каталогах и в фирменных ин-
струкциях по монтажу и эксплуатации выключателей.
. Замечания и пожелания по книге просьба присылать по ад-
ресу: 192041, Ленинград, Марсово поле, д. 1, Ленинградское от-
деление издательства «Энергия».
Автор
* В книге под элегазом понимается шестифтористая сера (SFe).
Глава первая .
ОБЩИЕ ИСХОДНЫЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ДЛЯ РАСЧЕТА
И КОНСТРУИРОВАНИЯ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ПЕРЕМЕННОГО
ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
1-1. ТИПИЧНЫЕ УСЛОВИЯ РАБОТЫ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ В СОВРЕМЕН-
НЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ УСТАНОВКАХ И СИСТЕМАХ ПЕРЕДАЧИ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
В электрических установках и системах передачи переменного
;тока высокого напряжения выключатель является основным ком-
мутационным аппаратом автоматического действия, с помощью
которого осуществляются любые изменения схемы цепей тока при
всех возможных для данной точки системы режимах работы.
Типичными коммутационными операциями для выключателей
\ являются:
а)	отключение токов перегрузки и токов короткого замыкания
(сверхтоков);
б)	включение при коротком замыкании;
в)	отключение, при делении несинхронно работающих систем;
г)	отключение и включение при номинальном токе;
д)	отключение емкостных токов холостых воздушных длинных
и кабельных линий;
е)	отключение индуктивных токов ненагруженных трансфор-
маторов.
j Типичной для выключателей является также длительная ра-
'^бота при номинальном токе и напряжении.
!' В общем случае выключатель переменного тока высокого на-
пряжения представляет собой аппарат, предназначенный для
нечастых операций. Однако для некоторых специальных электри-
ческих установок (электропечных и др.) необходимы также и вы-
ключатели, природные для частых замыканий и размыканий элек-
трических цепей при номинальных токах.
Наиболее ответственной для выключателя (и для системы)
операцией является отключение токов короткого замыкания, когда -
создаются наиболее напряженные условия работы основных эле-
ментов конструкции аппарата. Вместе с тем при определенных
^схемных_.уюловиях и режимах работы системы в процессе таких i
,5
коммутационных операций, как отключение емкостных токов, от-
ключение малых индуктивных токов и др., могут возникать ком-
мутационные перенапряжения, опасные как для системы, так и
для самого выключателя. Относительная величина таких перена-
пряжений во многом может зависеть от конструктивных свойств
выключателя. Поэтому к современному выключателю переменного
тока высокого напряжения могут (должны) предъявляться требо-
вания не только как к простому размыкателю тока в цепи высо-
кого напряжения, но и как к аппарату, который должен обеспе-
чивать все возможные для него коммутационные операции без
появления в отключаемых цепях опасных побочны.х явлений^--"'
Создание подобного рода вьГключЙТелёй т^бйёт" представлять
сложную задачу. В отдельных случаях, в зависимости от номи-
нальных данных аппарата решение этой задачи осуществляется
путем применения соответствующих способов гашения электриче-
ской дуги отключения, применения включаемых в схему аппарата
активных сопротивлений и др..	"
И Значительно более легкими являются условия работы выклю-
чателей, . предназначенных только для отключения относительно
/небольших токов нагрузки или пусковых токов электродвигателей
^переменного тока.
" В процессе выполнения той или иной операции основные эле-
менты конструкции выключателя подвергаются различного рода
воздействиям.. Токоведущие элементы и контакты аппарата испы-
тывают кратковременное интенсивное тепловое и электромаг-
нитное воздействие' тока короткого замыкания или длительное
воздействие тока номинальной величины, электроизоляционные
элементы — воздействие электрического поля при номинальном на-
пряжении или при перенапряжениях. Кроме того, в выключателе
могут также возникать и протекать процессы, вызывающие зна-
чительные тепловые, механические и электрические нагрузки на
отдельные элементы конструкции. Такими процессами могут быть:
горение и гашение электрической-дуги в дугогасителе, нарастание
давления газа в замкнутых объемах и рабочих пространствах,
образование зоны ионизации в изолирующих промежутках, дина-
мические механические нагрузки в механизмах, и опорных эле-
ментах и ряд других.
Каждый из перечисленных факторов в случае несоответствия
конструктивного, запаса .вд тех или иных элементах^выключатёля ‘
может стать причиной частачнбго--или~ полного "разрушения их,
т. е. аварийного выхода выключателя из работы, что обычно при-
водит к нарушению нормальной работы данного участка электри-
ческой системы.	ч. *
Поскольку на выключатель возлагается функция быстрой ав-
томатической локализации места аварии в системе при коротком
замыкании, его конструктивные элементы должны быть устойчивы
ко всем видам воздействий при данных условиях работы. Кроме
того, время отключения (включения) должно находиться в задан-
ных пределах, ,	;-~
6
Этими условиями определяются основные требования к кон-
струкции выключателя:	' - - >
а)	соответствие физических свойств (параметров) выключа-
' теля предполагаемым условиям работы в системе;	>
б)	надежность и безотказность работы всех основных элемен-
тов конструкции в течение установленного периода эксплуатации
(при выполнении п. «а»).
Общие требования к выключателям переменного тока высо-
кого напряжения даны в ГОСТ 687—67.
I Кроме общих требований,. в отдельных случаях к-выключате-
| лям могут быть предъявлены также специальные требования в за-
I висимости от специфических условий, для работы в которых они
| предназначаются, например:
। а) возможность работы на движущихся установках (электро-
возы, суда и т. д.);	•
• б) возможность работы на больших высотах над уровнем
моря;
।	в) пригодность для работы в условиях тропического климата;
I	г) пригодность для работы при весьма низких температурах;
I д) возможность работы в сырых, запыленных и взрывоопас-
ных помещениях.
I В сцязи_ с интенсивным развитием энергетики и внедрением
^'совершенствованных методов эксплуатации,.электрических' си-
| стем к современйому 'вТмкл1дадтелю, как к одному из наиболее от-
I ветственных элементов системы, предъявляются также требования
(существенного повышения * технико-эксплуатационных показате-
лей: увеличение номинального тока, увеличение мощности отклю-
I чения,. повышение быстродействия, возможность многократных бы-
стродействующих АПВ (автоматических повторных включений),
/ повышение износостойкости контактов, электрической изоляции и
/ износостойкости механизмов, удобство транспортировки, монтажа
\ и эксплуатации, взрыво- и пожаробезопасность и др.
\ При проектировании современного выключателя большое значе-.
( ние приобретают вопросы повышения технико-экономических по-
; казателей. Выключатель для данного класса напряжения должен
(обладать минимальными габаритами и весом на единицу отклю-
I чаемой мрщности. Конструкция его должна быть возможно про-
• стой и надежной, отдельные детали и .узлы «внутри» данной кон-
i струкции и во всей серии выключателей данного типа должны
I быть максимально унифицированы и рассчитаны на применение
। прогрессивных методов изготовления. В этом отношении большое
• значение имеют разработки унифицированных серий новых типов
I выключатё^&на ряд номинальных напряжений и токов. В кон-
i струкции должны использоваться экономичные и обладающие вы-
I сокими механическими, электрическими и тепловыми'характери-
( стиками новые материалы (пластмассы, специальные контактные
чматериалы, высокопрочная и жаропрочная керамика и др.).
В ходе проектирования должен учитываться весь комплекс пе-
речисленных выше требований.
7
Рассматривая выключатель как некоторый высоковольтный ме-
ханизм, можно установить ряд особенностей, которые необходимо
принимать во внимание.
1.	В ряде случаев один конструктивный узел или деталь вы-
полняет несколько функций, например, нагреваемый током токо-
ведущий элемент может нести большую механическую и электро-
динамическую нагрузку, тяги механизмов, дутьевые трубы и дру-
гие детали могут служить изоляторами и т. д. .
2.	Во время работы выключателя в нем обычно протекает
сложный комплекс связанных между собой переходных процес-
сов, например сложное воздействие на элементы механизма сил,
вызванных действием пружин, действием переменного давления
газа в дугогасителе, действием электродинамических сил и др.
При расчете таких узлов и, протекающих в них процессов возни-
кает ряд трудностей, в связи с чем, как будет видно дальше,
в этих случаях принимаются обоснованные упрощенные расчет-
ные предпосылки.
3.	Особо сложный характер имеют процессы в дугогасителях
выключателей при горении и гашении электрической дуги отклю-
чения. Поэтому расчет и конструирование дугогасительных
устройств имеют специфический характер. В электроаппарато-
строении еще и в настоящее время нет достаточно разработанных
точных методов расчета наиболее ответственного узла дугогася-
щего устройства, и поэтому при проектировании в значительной
мере используются результаты научных теоретических и опытных
лабораторных исследований процессов горения й гашения дуги
в различного рода дугогасительных системах, а также результаты
исследований и испытаний выключателей на отключающую спо-
собность, проводимых на испытательных стендах и сетевых уста-
новках. Следует, однако, отметить, что приближенные методы рас-
чета, хотя они подчас и носят ориентировочный характер, должны
совершенствоваться и широко внедряться в практику проектиро-
вания высоковольтных выключателей. Этим может , быть сущест-
венно сокращено время, необходимое на отработку конструкций
выключателей в лабораториях и на испытательных стендах.
Характерными для высоковольтного выключателестроения яв-
ляется большое число применяемых способов гашения дуги. Это
приводит к многообразию не только конструкций .дугогасящих
устройств, но и самих выключателей.
Целесообразность применения того или иного способа гашения
дуги и,, следовательно, тип’а выключателя определяется в основ-
ном исходными данными и предполагаемыми условиями эксплуа-
тации (номинальное напряжение, номинальный то^мощность от-
ключения, частота отключений и др.).	...	$1'
При проектировании выключателей особое «значение имеет
предварительное решение трех основных вопросов;
а)	уточнение исходных данных;
б)	выбор типа выключателя;
в)	выбор и уточнение,конструктивной схемы.
8
При решении проблемы создания выключателя сверхвысокого
напряжения на большую.отключаемую мощность или вообще но-
вой серии выключателей выбор типа и конструктивной схемы иг-
рает решающую роль. •	. ’
В результате длительного опыта проектирования, производ-
ства, монтажа и эксплуатации выключателей высокого напряже-
ния установились некоторые конструктивные формы отдельных де-
талей, узлов и самих аппаратов в целом, а также и технология
их производства.
При проектировании новых типов выключателей это в некото-
рой мере должно приниматься во внимание, но вместе с тем
в связи с повышением требований, а также в связи с тенденцией
внедрения новейших достижений пауки и техники в производство#
перед .конструктором стоит также задача поиска новых, более ра- ”
циональных конструктивных и - расчетных решений, основанных
па глубоком изучении физических процессов, использовании но-
вых опытных данных, применений расчетов и внедрении достиже-
ний в области современной технологии производства..
Должны быть также приняты, во внимание современные тен-
денции в области проектирования распределительных устройств
высокого напряжения, компоновка которых во многом может за-
висеть от конструктивных форм, габаритов и других показателей
и характеристик выключателя.
Внешние конструктивные формы выключателей должны соот-
ветствовать современным требованиям эстетики.
1-2. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ
- ОТДЕЛЬНЫХ УЗЛОВ
Процесс проектирования высоковольтного выключателя для се-
рийного производства слагается из трех основных стадий.
1.	Эскизное проектирование. В ходе его уточняются техниче-
ские требования на проектируемый выключатель, проводятся по-
иски наиболее выгодных принципиальных решений и ориентиро-
вочно намечаются наиболее приемлемые типы и- принципиальные
конструктивные варианты.
2.	Техническое проектирование. В ходе этой основной стадии
окончательно устанавливается наиболёе приемлемый тип и ва-
риант конструкции, производятся все необходимые расчеты и кон-
струирование отдельных узлов, деталей и выключателя в целом.
Подготовляется также техническая документация для изготовле-
ния опытного образца.
3.	Рабочее проектирование. В ходе этой заключительной ста-
дии на основании опыта производства и данных испытания экс-
периментального образца вносятся уточнения в конструкцию и
составляются рабочие чертежи для производства головного про-
мышленного образца. Изготовляется также необходимая докумен-
тация для технологической подготовки серийного выпуска выклю-
чателя. .		--
9
Всем перечисленным стадиям обычно предшествует и сопутст-
вует ряд опытных исследований и испытаний макетов и образцов
отдельных деталей, узлов и опытных образцов выключателя.
В процессе проектирования высоковольтного выключателя под-
лежат разрешению отдельные вопросы, которые находятся между
собой в определенной связй.
Можно рекомендовать как наиболее рациональный следую-
щий порядок решения этих вопросов при отсутствии ориентиро-
вочных данных о конструкции и размерах дугогасительного ус-
тройства принятого типа:
1.	Уточнение исходных данных для проектируемого выклю-
чателя.	.
2.	Выбор типа выключателя.
3.	Составление конструктивной' схемы выключателя и предва-
рительная компоновка конструкции:
4.	Расчет дугогасительного устройства и ориентировочное оп-
ределение его конструктивной формы и размеров.
5.	Расчет общей электрической изоляции выключателя и опре-
деление линейных размеров токоведущего контура, изоляционных
расстояний и линейных размеров опорных изоляционных эле-
ментов.
6.	Расчет й конструирование основных узлов:
а)	расчет электродинамических сил, воздействию которых мо-
гут подвергаться отдельные элементы токоведущего контура про-
ектируемого выключателя в условиях эксплуатации; '
б)	расчет элементов токоведущего контура на нагрев номи-
нальным током при длительной работе, на устойчивость к дейст-
вию токов короткого замыкания (т. к. з.) и конструирование этих
элементов;
в)	расчет контактных систем выключателя на нагрев номи-
нальным током и на устойчивость к действию т. к. з.;
- г) расчет и конструирование изоляторов выключателя;
д)	расчет основных газодинамических характеристик выклю-
чателя (в случае проектйрования воздушного выключателя);
е)	расчет и конструирование приводных механизмов;
ж)	расчет и конструирование опорных конструкций, баков, ре-
зервуаров, трубопроводов, элементов схемы гидравлического или
пневматического управления;	'
з)	определение исходных механических характеристик, необ-
ходимых для выбора пристроенного привода (если выключатель
не имеет встроенного, например, пневматического привода);
и)	общая уточненная компоновка конструкции выключателя.
В том случае когда ориентировочные данные по дугогаситель-
ному устройству выбранного типа известны, надобность в прове-
дении предварительного расчета дугогасительного устройства от-
падает.
В ряде случаев при проектировании сложных узлов расчет от-
дельных элементов приходится вести параллельно; например, теп-
ловые расчеты дугогасительных контактов ведутся параллельно
10
с расчетом -дугогасительного устройства, так как и те и другие
вместе составляют один узел. Точно так. же при расчете общей
электрической изоляции выключателя иногда приходится предоп-
ределять тип изолятора; при расчете же токоведущего стержня
проходного изолятора необходимо иметь данные о размерах и
строении электрической изоляции последнего.
.1-3. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
В основу расчета и конструирования выключателя принима-
ются те или иные исходные данные о технических характеристи-
ках разрабатываемого аппарата.
Разумеется, эти характеристики должны соответствовать пред-
полагаемым (или типичным) условиям работы выключателя
в электрических установках и системах и отвечать общим техни-
ческим требованиям ГОСТ 687—67 на выключатели переменного
тока высокого напряжениям
К основным техническим характеристикам выключателей отно-
сятся:	•	<	_
I. Исполнение выключателя: а) тип выключателя; б) число по-
люсов; в)_ род установки и условия работы; г) степень быстродей-
ствия и др.
2. Номинальные параметры: а) номинальное напряжение;
б) номинальный ток; в) коммутационная отключающая способ-
ность; г) собственное время отключения; д) время отключения;
е) длительность бестоковой паузы (при АПВ); ж) рабочий цикл
операции; з) ток термической устойчивости выключателя; и) пре-
дельный сквозной ток короткого замыкания; к) предельный ток
включения; л) время включения; м) давление воздуха (газа)
в резервуарах выключателя (для воздухонапорногр или газона-
порного выключателя) и привода (для пневматического при-
вода).	'	•	-
Кроме перечисленных выше, к разрабатываемому выключа-
телю может относиться также ряд дополнительных характеристик,
учитывающих специфические условия работы выключателя, на-
пример такие, как работа в условиях тропического климата или
при  весьма низких температурах, работа в условиях вибрации,
больших ускорений и др.
Номинальные напряжения выключателей переменного тока вы-
сокого напряжения соответствуют классам напряжения, установ-
ленным нормами ГОСТ 1516—68 и приведенным в табл. 1-1. Но-‘
минальные токи, согласно ГОСТ 687—67, составляют: 32; 63; 100;
200; 400; 630; 800*; 1000; 1250; 1600; 2000; 2500; 3200; 4000; 5000;
6300; 8000; 10 000; 12 500; 16 000; 20 000; 25 000 а.
Коммутационная отключающая способность выключателя ха-
рактеризуется величиной номинального тока отключения, т. е.
* Номинальный ток относится к оборудованию (в том числе и к выключа-
телям) для существующих сетей.
11
тока,.который может быть отключен в-заданное время прн задан-
ных стандартных условиях восстановления напряжения на разры-
вах выключателя, а также при заданном номинальном содержа-
нии, апериодической составляющей отключаемого, тока короткого
замыкания.	’ -
Величина номинального тока отключения принимается как ис-
ходная для .проведения всего цикла испытаний выключателя на
коммутационную (отключающую) способность, согласно ТОСТ
687—67. Номинальные токи отключения /н Откл» ка: 0,8; Г; 1,25;
1,6; 2; 2,5; 3,2; 4; 5; 6,3; 8; 10; 12,5; 16; 20; 25; 31,5; 40; 50; 63; 80;
100; 125; 160; 200.
мсек
Рис. 1-1. К определению вели- Рис. 1-2. К определению номи-'
. чины номинального отключае- нального значения относительного
мого выключателем тока содержания /апериодической со-
(ГОСТ 687—67)	ставляющей тока отключения
1 — смещенная нулевая линия кри-
вой тока; 2 — огибающие кривой тока;
6 — момент расхождения дугогаси-
тельных контактов
В общем случае величина тока отключения может быть пред-
ставлена^ как сумма двух составляющих (рис. 1-1): /н.откл=
=	]/2 + /=. В этом уравнении: 1~ ]/2 —амплитудная величина
симметричной составляющей тока короткого замыкания, от-
носящаяся к моменту начала расхождения ‘ дугогасительных кон-
тактов; /=—расчетная величина апериодической составляющей
тока короткого замыкания, относящаяся к рассматриваемому мо-
.	Таблица 1-1
Номинальные и наибольшие рабочие напряжения
Класс напряжения, кв	3	6	10	15*	20	35	НО	150	220	330	500	750
Наибольшее рабочее напря- жение, кв	3,6	7,2	12	17,5*	24	40,5	126	172	252	363	525	787
* Номинальное напряжение не рекомендуется и относится к оборудованию (в том числе
и к выключателям) для существующих сетей.
12
менту, определяемая из уравнения 7= = р42, где ф — относи-
тельное содержание апериодической составляющей, которая мо-
жет быть найдена, согласно ГОСТ 687—67, по кривой рис. 1-2.
Время т при этом берется равным собственному времени отклю-
чения с добавкой 0,01 сек для выключателей, не имеющих соб-
ственных встроенных реле.
Стандартные условия восстановления напряжения характери-
зуются следующими данными:
а)	частотой переменной составляющей восстанавливающегося
напряжения при отключении тока, составляющего около 60% но-
минального тока отключения, при одночастотном процессе коле-
жения	пряжения
баний, при коэффициенте превышения амплитуды /Са=(/хт/С7те0=
= 1,6 (рис. 1-3):
Номинальное напряжение, кв . . 6 10 20 35 211 150 220
Частота восстанавливающегося
напряжения, кгц............ 25	20 11 8,4 3,5 3,0 2,0.
б)	частотой свободных колебаний переменной составляющей
восстанавливающегося напряжения при отключении тока, равного
номинальному току отключения, при одночастотном процессе вос-
становления напряжения (кроме случаев, указанных в п. «в»),
при коэффициенте превышения амплитуды К&—1,3:
Номинальное напряжение, кв .	.	6	10 20	35 ПО. 150 220
Частота восстанавливающегося
напряжения, кгц........	10	7 4,6	3,6 3,0 2,5 2,0	'
в)	характеристиками. процесса восстановления напряжения
при отключении тока, равного номинальному току отключения,
при испытании выключателей ПО кв с номинальным током отклю-
чения больше 16 ка и выключателей 150 и 220 кв с номинальным
током отключения больше 12,5 ка в схеме с апериодическим про-
цессом восстановления напряжения (рис. 1-4):
Номинальное напряжение, кв................. ПО	150 220
Начальная скорость восстановления напряжения
(dUz/dt)^^ кв/мксек ...................	. . 1,0. 1,0 1,0
/0, мксек	............. .	. - 350 425 630
13
Возвращающееся напряжение С7возвр, квмакс, на -первой гася-
щей дугу фазе при трехполюсном отключении может быть в об-
щем случае представлено соотношением ..
'	С7возвр =1,3^ = 0,866^,
где £/ф — фазное напряжение, кв-, ия — линейное напряжение,
принимаемое равным £/л>=0,95 {7Р.макс; ^р.макс— наибольшее ра-
бочее напряжение выключателя (см. табл. 3-1).
Для выключателей ПО кв и выше при оценке величины. воз-
вращающегося напряжения исходят из наиболее вероятных ус-
ловий развития короткого замыкания в электротехнических устрой-
ствах на данные классы напряжения,, соответственно которым
величина возвращающегося напряжения для рассматриваемого
случая отключения может быть принята
1/во8вр=1,Заф = 0,75/Г(/л.
Время отключения /Откл выключателя (с приводом), согласно
ГОСТ 687—70, должно составлять:
а) для сверхбыстродействующих выключателей /Откл=С0,06 сек;
б) для быстродействующих выключателей 0,06С/откл^0,08 сек;
в) для выключателей ускоренного действия 0,08</Откл^
^0,12 сек; .	•
4 г) для небыстродействующих выключателей 0,12<£Откл=^
^0,25 сек; '
За предельный сквозной ток выключателя принимается наи-
больший ток короткого замыкания, который выключатель во Вклю-
чённом положении выдергивает без повреждений, препятствую-
щих его дальнейшей исправной работе, и величина .которого д не
должна быть превзойдена в течение сколь-угодно малого проме-
жутка времени. Нормированная величина .предельного сквозного
тока относится к первому полупериоду тока короткого замыкания,
следовательно, определяется начальным действующим значением
его периодической составляющей и его амплитудой, которая по
величине должна быть Iml > 1,8 |/2 /п. с. с, при этом /п.с.с^Лго.с,
где /п.о.с — предельный симметричный тор отключения выключа-
теля; /п.с.с — действующее значение периодической составляющей
тока короткого замыкания. ' •
Под током включения понимают гарантированный заводом
ток короткого замыкания (амплитудное значение), который вы-
ключатель может включить при данном напряжении без привари-
вания контактов и возникновения других повреждений, , препятст-
вующих дальнейшей исправной работе.
Амплитуду тока включения можно определить путем умноже-
ния на 1,8]/2 величины предельного тока отключения. Величина
тока, включения, во многом зависит от характеристик привода вы-
ключателя.	;  . .
При проектировании отдельных узлов необходимо иметь также
ряд дополнительных данных; например, должны быть известны:
14
рабочее давление воздуха в резервуарах выключателя или при-
вода (для пневматического привода), рабочее напряжение на за-
жимах катушек привода, интенсивность ветра , (для определения
ветровой нагрузки) в предполагаемой климатической зоне уста-
новки, возможное максимальное понижение температуры, работа
включения, допустимые максимальные скорости движения кон-
тактных систем и др. ;
Влияние всех этих факторов на конструкцию и характеристики
выключателя будет рассмотрено ниже.
Исходные характеристики для выключателей, предназначае-
мых для массового или серийного выпуска, устанавливаются в ре-
зультате . тщательного изучения требований современной энерге-.
тики с учетом перспектив развития.	' .	_
1-4. НЕКОТОРЫЕ СООБРАЖЕНИЯ ПО ВЫБОРУ ТИПА
ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ
Выбор типа и варианта конструкции выключателя с задан-
ными параметрами, принимаемого для проектирования и произ-
водства, является весьма сложной и ответственной задачей, для
успешного решения которой необходимо знание характерных осо-
бенностей отдельных типов-и конструкций современных выключа-
телей переменного тока высокого напряжения, их технико-эксплу-
атационных и технико-экономических показателей. При решении
данной задачи должны учитываться не только заданные предпо-
лагаемые . (нормированные) условия работы, но также современ-
ные тенденции в развитии научного и технического прогресса как
в области выключателестроения, так и в области проектирования
и строительства современных электроэнергетических сооружений
(1]. Весьма важное значение эти вопросы имеют при выборе типа,
и конструкции выключателя, предназначенного для массового или
крупносерийного производства. Особенно важное значение они
имеют также при разработке новых уникальных конструкций вы-
ключателей па сверхвысокие параметры (номинальное напряжение
500 кв и выше, поминальный ток 16 ка и выше и др.).
Во всех случаях выбор должен основываться, во-первых, на
сопоставлении всех показателей существующих типов выключате-
лей на данные, параметры, а во-вторых, на оценке принципиаль-
ной и практической возможностей получения от конструкции вы-
бранного типа требуемых исходных характеристик.
Ниже приводятся краткая классификация и некоторые ориен-
тировочные соображения по сравнительной оценке отдельных ти-
пов выключателей переменного тока высокого напряжения.
С точки зрения выбора типа' целесообразно-классифицировать
выключатели по следующим признакам:
а)	по роду-дугогасящей среды; •
б)	по способу гашения дуги;
в)	по способу электрической изоляции находящихся под вы-
соким напряжением токоведущих и других частей; -
15
• г)-по номинальному напряжению;	' .
д)	по номинальному току;
; е) по коммутационной (отключающей и включающей) способ-
ности;	-	_	'
ж)	по степени быстродействия;
з)	по пригодности для мгновенных АПВ;
и)	по конструктивной связи приводного механизма выключа-
телей с приводом;	'	•
к)	по роду установки.
В табл. 1-2 дается классификация выключателей по роду ду-
гогасящей среды й по способу гашения дуги. В табл. 1-3 приво-
дятся характерные преимущества и недостатки основных типов
выключателей на различные классы номинального напряжения;
На рис. 1-5—1-11 представлены конструкции некоторых типов вы-
ключателей.
По номинальному напряжению выключатели можно разбить на.
две основные группы: выключатели на напряжение 35 кв и выше,
к этой группе относятся так называемые подетанционные выклю-
чатели; выключатели на номинальное напряжение 20 кв и ниже,
к ним относятся генераторные и так называемые фидерные вы-
ключатели.
К подстанциопным относится большая группа выключателей,
обычно на номинальные токи до 4000 а. К ним предъявляются
весьма высокие требования в отношении их отключающей способ-
ности (номинальные токи отключения до 50—60 ка), быстродей-
ствия, пригодности для мгновенного АПВ и ряда других характе-
ристик.
В качестве подстащшонных [2, 3, 4] применяются преимуще-
ственно выключатели: а) воздушные (воздухонапорные); б) мас-
ляные малообъемные; в) масляные баковые.
В последнее время появился новый тип выключателей, в. кото-
ром-в качестве дугогасящей среды используется элегаз (шести-
фтористая сера SFe), обладающий исключительно высокой ду-
гогасящей способностью. Этот тип выключателя имеет весьма
высокие технико-эксплуатационные и технико-экономические ха-
рактеристики [10, 11, 14].	'
Из сопоставления данных табл. 1-3 и по имеющимся сведе-
ниям об освоенных в настоящее время выключателях можно сде-
лать вывод о существенных преимуществах воздушных выключа-
телей перед другими. Особенно очевидны эти преимущества для
выключателей на номинальные напряжения НО кв и выше. Сле-
дует отметить, что в воздушных (и вообще в газонапорных) вы-
ключателях в отличие от других типов может, быть применено и
конструктивно осуществлено синхронноё сверхбыстрое размыка-
ние дугогасительных контактов непосредственно в конце полупе-
риода тока (за 2—3 мсек до перехода тока через нуль). Это по-
зволяет существенно увеличить коммутационную отключающую
способность выключателя данного типа при 'сохранении ограни-
ченного расходй воздуха (газа), необходимого для гашения дуги.
16	-
Ге А. Кукеков
£ & 3 & & 7е
Классификация выключателей по роду дугогасящей среды и по сп<
Род дугогасящей среды	Способ гашения дуги	Тип дугогасительного устройства	Тип выклюй
f“* * I И » -г?	1 R " СЛ1 i _ р S 3J f I Oo g cm 1 % s 2 Й i д !	<-> £ 4| Маслр 5 r? g О I RS И L^L?irit>i	L	Гашение открытой дуги в масле	Простой разрыв кон- тактов в масле	Масляные С
	Интенсивное охла- ждение ствола дуги в потоках газообраз- ных продуктов разло- жения масла (газопа- ровой смеси)	Камеры с продоль- ным или поперечным автодутьем в масле	Масляные с дугогаси! камерами
			Масляные объемные
			Масляные объемные гор
Негорючая жид- кость (вода)	Интенсивное охла- ждение дуги в пото- ках водяного пара	Камеры с автодутьем в воде	Водяные ма ные .
			Водяные гс
Род дугогасящей среды *	Способ гашения дуги	% Тип дугогасительного устройства	Тип выключ
/Твердое газогене- рирующее вещество	Интенсивное охлаж- дение ствола дуги в потоках газообразных продуктов разложения твердого газогенери- рующего вещества	Камеры с продоль- ным иди поперечным автодутьем	Автогазовые
Сжатый воздух	Интенсивное охлаж- дение ствола дуги в потоках сжатого воз- духа!	Камеры продольного или поперечного воз- душного дутья	Воздушные хонапорные)
			Автопневма-
		Камеры продольного дутья с шунтирующи- ми низкоомными со- противлениями	Воздушные рующими ни ми сопротивл
Род дугогасящей среды	Способ гашения дуги	/	Тип дугогасительного , устройства t	Тип выкл
Воздух и охла- ждающие поверхно- сти стенок камеры	Перемещение попе- речным магнитным по- лем и охлаждение ствола дуги в узких щелях камеры	< Камеры щелевого типа с системой маг- нитного дутья	Воздушш магнитные ми камерам
Воздух и охла- ждающие поверхно- сти электродов	Деление ствола дуги на большое число по- следовательных дуг с перемещением магнит- ным полем	Камеры с охлаждаю- щими решетками, с си- стемой	магнитного дутья	Воздушн! магнитные чатой дупл решеткой
Элегаз (шестифто- ристая сера SF6)	Охлаждение ствола дуги в потоке элегаза	Камеры элегазово- го продольного или поперечного дутья	Элегазов! чатели
Вакуум	Распад ствола дуги в вакууме при простом размыканий контактов	Вакуумные дугога- сители	Вакуумн! чатели

Таблица 1-3
Сравнительная качественная оценка различных типов выключателей
Тип выключа- теля и номи- нальное напряжение	Основные преимущества	Основные недостатки
Баковый масляный с дугогася- щими камера- ми на ПО кв и выше •>	1.	Относительная простота конструкции 2.	Возможность установки встроенных трансформаторов тока 3.	Высокая отключающая способность 4.	Пригодность для наруж- ной установки	1.	Взрыво- и пожароопас- ность 2.	Необходимость периоди- ческого контроля состояния и уровня масла в баке и в вы- соковольтных вводах 3.	Большой объем масла и связанная с этим большая затрата времени на ревизию дугогасительных камер и кон- тактных систем. Большая за- трата времени на замену масла 4.	Необходимость наличия на подстанциях больших запа- сов масла и более мощных маслоочистительных устано- вок 5.	Практическая непригод- ность для установки внутри помещений 6.	Ограниченная пригод- ность для работы в цикле многократных . мгновенных АПВ 7.	Относительно большой из- нос дугогасительных контак- тов 8.	Большая затрата металла на изготовление баков 9.	Большой общий вес, не- удобство перевозки, монтажа и наладки 10.	Невозможность создания единой серии с применением унифицированных крупных узлов
Малообъемный масляный вы- ключатель на 35 кв и выше	L Небольшое количество масла	< 2.	Относительно малый об- щий вес 3.	Более простая по срав- нению с воздушными выклю- чателями конструкция 4.	Относительно низкая	1.	Взрыво- и пожароопас- ность, хотя и значительно меньшая, чем у " выключате- лей, указанных выше 2.	Сложность осуществления многократных	мгновенных АПВ 3.	Трудность осуществления
СТОИМОСТЬ
подогрева масла
4. Необходимость в перио- •’
дическом контроле» доливке и
относительно частой замене
масла в дугогасительных бач-
ках

20
Продолжение табл. 1-3
Тип выключа- теля и номи- нальное напряжение	Основные преимущества	Основные недостатки
Малообъем- ный масляный выключатель на 35 кв и выше	5.	Пригодность как для внутренней, так и для наруж- ной установки 6.	Более легкий,-чем у ба- ковых выключателей на 35 кв и выше, доступ к дугогаси- тельным контактным систе- мам 7.	Возможность создания серии с применением унифи- цированных узлов	5.	Относительно большой износ дугогасительных кон- тактов 6.	Непригодность для рабо- ты с частыми отключениями 7.	- Трудность	установки встроенных трансформаторов тока 8.	Относительно малая пре- дельная . отключающая спо- собность '
Воздушный выключатель на 35 кв и выше	1.	Взрыво- и пожаробез- опасность 2.	Быстродействие и при- годность для работы в любом цикле АПВ 3.	Высокая отключающая способность 4.	Надежное отключение емкостных токов _ холостых линий 5.	Возможность осущест- вления синхронного размы- кания контактов непосред- ственно перед переходом то- ка через нуль, а также и синхронного замыкания кон- тактов при переходе напря- жения на линии через нуль 6.	Малый износ дугогаси- тельных контактов 7.	Легкий доступ к дуго- гасителям и простота их ре- визии ' 8. Отсутствие расходов, свя- занных с эксплуатацией мас- лонаполненных выключателей 9. Относительно малый вес. (по сравнению с баковым мас- ляным выключателем) 10. Возможность создания серии с унификацией круп- ных узлов Н. Пригодность для наруж- ной и внутренней установки !	1.	Необходимость наличия на подстанции компрессорной и воздухоочистительной уста- новок 2.	Относительно сложная конструкция ряда деталей и узлов и высокий класс точно- сти их изготовления 3.	Относительно высокая стоимость 4.	Трудность	установки встроенных трансформаторов тока
21
Продолжение табл. 1-3
. Тип выключа- теля и номи- нальное напряжение	Основные преимущества	Основные недостатки
Автогазовые выключатели . г	1.	Полная взрыво- и пожа- робезопасность 2.	Отсутствие масла . й свя- занная с этим простота, экс- плуатации 3,	Относительно малый вес	!• Ограниченный верхний предел номинального напря- жения (до 15 кв) 2.	Изменение характеристик дугогасителя с износом газо- генерирующих элементов ка- меры и связанная с этих не-’ обходимость в систематическом контроле состояния дугогаси- теля 3.	Относительно большой износ дугогасительных кон- тактов 4.	Непригодность для на- ружной установки
Электромаг- нитные вы- ключатели	L Полная взрыво- и пожа- робезопасность 2.	Весьма малый износ ду- гогасительных контактов и рабочих элементов дугогаси- теля 3.	Пригодность для работы в условиях весьма частых от- ключений 4.	Относительно высокая отключающая способность	1.	Относительно сложная конструкция дугогасителя с системой магнитного дутья 2.	Ограниченный верхний. предел номинального напря- жения (не. более 20—35 кв) 3.	Ограниченная пригод- . ность для наружной установки
Элегазовые выключатели . У Ч	Ч	1.	Взрыво- и пожаробез- опасность 2.	Быстродействие и при- годность для работы в лю- бом цикле АП В 3.	Возможность осуществ- ления синхронного размыка- ния контактов непосредствен- но перед переходом тока че- рез нуль 4.	Высокая отключающая способность при особо тяже- лых условиях отключения (отключение неудаленных к. з. и др.) 5.	Надежное отключение емкостных токов холостых линий 6.	Малый износ дугогаси- тельных контактов 7.	Легкий доступ к дугога- сителям и простота их реви- зии 23	1; Необходимость в наличии устройств для наполнения, перекачивания и очистки ше- стифтористой серы (SFe) 2.	Относительно высокая стоимость дугогасящей среды 3.	Относительная сложность конструкции ряда деталей и узлов, а также необходимость • применения высоконадежных уплотнений 4.	Относительно высокая : стоимость

Продолжение табл. 1-3
Тип выключа- теля и номи- нальное напряжение	Основные преимущества	Основные недостатки
Элегазовые выключатели	8.	Относительно малый вес (по сравнению с баковыми масляными выключателями) 9.	Возможность создания серии с унификацией круп- ных узлов 10.	Пригодность для наруж- ной и внутренней установки	
Вакуумные выключатели	1.	Полная взрыво- и пожа- робезопасность 2.	Возможность осуществ- ления сверхбыстродействия и применения для работы в любых циклах АПВ 3.	Надежное отключение емкостных токов холостых линий 4.	Относительно малый вес (по сравнению со всеми дру- гими типами выключателей) 5.	Относительно малая мощ- ность привода 6.	Легкая замена дугогаси- телей 7.	Простота эксплуатации	1. Относительно ограничен* иый верхний предел величины отключаемого тока 2. Возможные, коммутацион- ные перенапряжения при от- ключении малых индуктивных токов
Необходимость в установках для получения сжатого воздуха
нельзя считать недостатком воздушных выключателей, так как
в современных распределительных устройствах высокого напря-
жения система пневматического управления выключателями , и
разъединителями является наиболее рациональной, совершенной и
удобной для автоматизации. Наряду с этим из-за наличия в кон-
струкции воздушных выключателей сложных узлов, требующих
точного изготовления, относительная стоимость таких выключате-
лей выше, чем масляных малообъемных, при сравнительно одина-
ковых весовых показателях.
*	' Применение малообъемных масляных выключателей техниче-
1 ски и экономически целесообразно в менее ответственных точках
•' систем, где -к выключателю могут быть предъявлены меньшие тре-
бования по величине отключаемой мощности и ряду других экс-
\ плуатационных характеристик (сверхбыстродействие, мгновенные
f многократные АПВ, надежное отключение малых емкостных то-
ков, возможность частых осмотров контактных систем и их за-
|t.мены и др.).
fe Подстанционные масляные баковые выключатели ро своим ое-
Ц. новным параметрам (номинальное напряжение, ток, мощность
23
отключения) равноценны воздушным. Особенно это стало очевнд-|
иым после внесения в конструкцию баковых выключателей ряда|
усовершенствований [9]. х	|
Несмотря па это, однако, по своим эксплуатационным харак-|
теристикам масляный выключатель во многом уступает воздуш-|
ному, в частности в отношении взрыво- и пожароопасности. По-|
этому едва ли можно ожидать более широкого, чем в настоящее!
время, развития производства и внедрения в эксплуатацию этого!
типа выключателя, особенно	|
на напряжения 110 кв и
выше.
Группа генераторных вы-
ключателей характеризуется
Рис. 1-5. Воздушные выключате-
ли: а — внутренней установки на
номинальное напряжение 10 кв,
номинальный ток 1000 а; б —
внутренней установки на номи-
нальное напряжение 20 кв, номи-
нальный ток 5000 а: в — наруж-
ной установки на номинальное
напряжение ПО кв (один полюс)
24
большими значениями номинальных токов (до 20 000 а) и номи-
нального тока отключения (до 200 ка).
В качестве генераторных находят преимущественное примене-
ние малообъемные масляные выключатели горшкового типа и воз-
душные (воздухонапорные).
Рис. 1-6. Воздушный выключатель на номинальное напряжение
750 кв (один полюс)
Можно считать принципиально возможным также создание ге-
нераторного выключателя на средние параметры, основанного на
электромагнитном принципе гашения дуги (со щелевой камерой
или с пластинчатой решеткой).
Баковые масляные выключатели в настоящее время в каче-
стве генераторных не применяются.
Малообъемные масляные выключатели горшкового типа прин-
ципиально могут быть построены на верхний диапазон номинальных
25
Рис. 1-7. Малообъемные масляные выключатели: а — внутренней установки
на номинальное напряжение 35 кв, номинальный ток 1000 а; б — наружной
установки на номинальное напряжение 110 кв, номинальный ток 600 а
Рис. 1-8. Баковый масляный выклю-
чатель на номинальное напряже-
ние 275 кв
Рис. 1-9. Электромагнитный вы-
ключатель на номинальное на-
пряжение 6 кв
26
токов и поминальных токов отключения. Однако такой выключа-
тель по своим конструктивным и технико-эксплуатационным дан-
ным уступает воздушному.
Особую трудность представляет задача создания генератор-
ного выключателя на сверхвысокие параметры (например, на по-
минальный ток 20 ка и номинальный ток отключения 200 ка).
Наиболее рациональным в этом случае является воздушный вы-
Рис. 1-10. Элегазовый выключатель
на номинальное напряжение 230 кв
ключатель со встроенным
низкоомным дугогаситель-
ным сопротивлением.
Рис. 1-11. Вакуумный выклю-
чатель на номинальное напря-
жение 10 кв
Как будет видно из дальнейшего, благодаря применению низ-
коомного сопротивления, которым шунтируется в процессе отклю-
чения часть дугогасительных разрывов, в выключателе может,
легко происходить гашение мощной дуги, несмотря на весьма вы-
сокую частоту восстанавливающегося напряжения, присущую ге-
нераторным точкам электрических систем.
При создании генераторных выключателей па столь значитель-
ные номинальные токи отключения, как 200 ка и выше, встреча-
ются значительные трудности, в связи с чем встает необходимость
поисков и применения качественно новых решений, например та-
ких, как:
27
- а) применение более эффективных дугогасящих сред;	J
б)	применение принципа деления дуги на параллельные одно-"
временно гасимые дуги [8];	:
в)	применение синхронного сверхбыстрого размыкания контак-1
тов непосредственно в конце полупериода тока.	]
1 Под фидерными 'понимают выключатели с номинальным на- j
пряжением до 15 кв, на номинальные токи до 1500 а и номиналь-1
ные токи отключения до 30—40 ка.
В эту группу входят все перечисленные выше типы выключа-
телей, а именно: а) баковые масляные с простым разрывом; б) ба- *
ковые масляные с дугогасительными камерами; в) малообъемные;
масляные (в том числе и горшковые);. г) малообъемпые с исполь-
зованием жидких негорючих сред; д) автогазовые; е) 'воздушные;".
ж) автоппевматические; з) воздушные с электромагнитным гаше-1
. пием дуги.	d
- . Успехи, достигнутые в области исследования и разработок ва- j
куумпых выключателей, позволяют осуществлять конструкции фи-
дерных выключателей этого типа на напряжение до 15 кв (12, 13],
достаточно надежные и весьма компактные. Во многих специаль- j
ных случаях могут быть рациональными конструкции элегазовых ’
фидерных выключателей.
-Большое разнообразие типов фидерных выключателей может 
вызвать затруднения при относительной их оценке и выборе. При
решении этой задачи надо учесть ряд соображений.
Прежде всего Следует руководствоваться тем, что относящиеся
к этой группе выключатели могут предназначаться для использо-
вания. не только па электрических станциях и подстанциях круп-
ных систем, но главным образом в промышленных энергетических
установках заводов, -рудников, шахт, карьеров, торфоразрабо-
ток, нефтепромыслов, а также в сельских сетях. Поэтому кон-s
. струкция таких выключателей должна быть предельно простой,
надежной в эксплуатации, удобной в монтаже. Наряду с этим,
если иметь в виду массовое производство таких выключателей,
они должны быть предельно дешевы.
Не менее важную роль при выборе типа должен играть учет
предполагаемого места установки проектируемого выключателя.
В самом деле, фидерные выключатели могут устанавливаться
в ячейках закрытых распределительных устройств станций и под-
станций, в ячейках комплектных распределительных устройств,
в моторных пусковых ящиках, в помещениях сетевых трапсформа-
..торных подстанций небольшой мощности, на сельских подстан-
циях открытого типа, подземных подстанциях шахт и т. -д.
В ряде случаев выключатель должен обеспечивать большое
число включений и отключений в течение суток (например, выклю-
чатель для электропечпых установок).
Такое разнообразие условий работы приводит к необходимо-
., сти^ применять все перечисленные типы выключателей. Однако,
как показал опыт, наиболее универсальными и совершенными
в настоящее время следует признать малообъемные масляные вы-
28
ключатели и выключатели с электромагнитным гашением дуги.
По мере усовершенствования конструкции и изыскания новых, бо-
дее падежных электроизоляционных материалов электромагнит-
ный выключатель получит в будущем, по-видимому, преимущест-
венное применение. То же самое можно сказать и в отношении
вакуумных выключателей.
В особую группу следует выделить выключатели нагрузки. Они
отличаются от описанных выше обычных высоковольтных выклю- -
чателей тем, что рассчитаны па малую мощность отключения, бла-
годаря чему конструкция их более проста, а вес и стоимость
намного ниже по сравнению с обычными выключателями. Как из-
вестно, сочетание выключателя нагрузки с плавкими предохрани-
телями в коммутационном отношении равноценно фидерному вы-
ключателю. В связи с этим благодаря экономической целесооб-
разности выключатели нагрузки, находят широкое применение.
В качестве выключателей нагрузки преимущественно применя-
ются: а) автогазовые; б) а втопневм этические; в) электромаг-
нитные.
С успехом могут использоваться также вакуумные и элегазо-
вые выключатели, о которых говорилось выше. ,
1-5. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
Каждый отдельный тип выключателя может выполняться
в различных конструктивных вариантах, но каждый вариант мо-
жет быть представлен в виде схемы, характеризующей основные
черты данной конструкции.
Конструктивная схема должна быть выполнена таким обра-
зом, чтобы из нее было видно:
а)	число разрывов тока па полюс, взаимное расположение
размыкающих или скользящих контактов и их назначение;
б)	число, месторасположение и взаимное расположение дуго-
гасительных устройств;
в)	общая конфигурация токоведущего контура и взаимное рас-
положение токоведущих элементов;
г)	способ электрической изоляции отдельных конструктивных
элементов выключателя, находящихся под разными электриче-
скими потенциалами относительно друг друга и заземленных
частей;
д)	ориентировочное расположение металлических опорных эле-
ментов, масляных баков, резервуаров сжатого воздуха, выхлоп-
ных устройств и др.;
е)	расположение приводного механизма и его структура;
ж)	взаимное расположение выключателя и привода. 
При составлении конструктивной схемы желательно хотя бы
ориентировочно определить соотношения линейных, размеров от-4
дельных элементов.	> .  •
Число разрывов тока на фазу, а следовательно, и число
дугогасительных устройств обычно определяется на основании
29
ориентировочной оценки дугогасящей способности одного разрыва
тока в устройстве выбранного варианта с учетом ожидаемого ха-
рактера распределения напряжения по отдельным разрывам во
время гашения дуги.
Вопросы расчета дугогасящей способности дугогасительных
устройств и распределения напряжения по разрывам рассматри-
ваются ниже.
Рис. 1-12. Конструктивные схемы баковых масляных выключателей:
а — однобаковый с простым разрывом в масле; б — трехбаковый выклю-
чатель (один полюс) с круглой формой бака, с двумя дугогасительными
камерами на полюс; в — трехбаковый выключатель (один полюс) с чече-
вицеобразной формой бака, с двумя дугогасительными камерами на полюс
Составление конструктивной схемы является исходным этапом
для расчета и конструирования выключателя, которые должны
вестись в указанной выше последовательности.
В качестве примера на рис. 1-12—1-16 приведены некоторые
конструктивные схемы основных типов выключателей.
Не вдаваясь подробно в анализ схем существующих конструк-
ций, необходимо остановиться на характерных особенностях не-
которых из них.
 1. Во многих конструкциях малообъемных масляных выключа-
телей с изоляционными бачками, у которых при полностью отклю-
30
ценном положении дугогасительные контакты остаются в масле
(т. е. разрыв образуется в масле), последовательно с дугогаси-
тельным разрывом за счет размыкания ножа специально пристро-
енного отделителя-создается видимый разрыв в воздухе; Благодаря
этому разгружается электрическая изоляция дугогасителя. Отсут-
ствие у таких выключателей отделителя может быть допущено
Рис. 1-13. Конструктивные схемы малообъемных масляных выключателей:
а — с одним разрывом на полюс, в металлическом бачке, для установки на
стене; б —с одним разрывом па полюс, в фарфоровом бачке, с проходным
трансформатором тока, для установки на стене; в — с двумя дугогаситель-
ными разрывами на полюс, в металлических бачках, с главной и дугогаси-
тельной контактными системами, с приводным механизмом, встроенным
в опорную раму; г — с одним разрывом на полюс; в фарфоровом бачке,
с проходным трансформатором тока, с приводным механизмом, встроен-
ным в подвесную раму; д — с одним разрывом на полюс, в изоляционном
бачке, с наружным отделителем, с приводным механизмом, встроенным
в опорную раму; е — с двумя дугогасительными камерами, расположен-
ными наклонно на одном опорном изоляторе; ж — с одним, разрывом на
полюс, в фарфоровом бачке, с маслонаполненным опорным изолятором;
з — с одним разрывом на полюс, в фарфоровом бачке, с совместным рас-
положением дугогасителя и приводного механизма на фарфоровом опор-
ном изоляторе
31
. 1.
только в том случае, когда абсолютного количества масла в ду-
гогасительном бачке вполне достаточно, чтобы после сравнительно '
небольшого числа отключений с дугой оно не утратило своих изо-
ляционных свойств.	i
Рис. 1-14. Конструктивные схемы воз-
душных выключателей внутренней
установки на 6—20 кв; а—с одним ду-
гогасительным разрывом в камере про-
дольного дутья, с пристроенным приво-
дом двустороннего действия, для уста-
новки на стене; б — с двумя последова-
тельными дугогасительными разрывами
на полюс, из которых один зашунтиро-
ван дугогасительным активным сопро-
тивлением, с камерами продольного .
дутья и встроенным приводом с наруж-
ным отделителем; в — с одним разрывом
на полюс в камере поперечного воздуш-
ного дутья, с пристроенным приводом
двустороннего действия.
2. Конфигурация и расположение изоляционных элементов, по-
груженных в масло, выбираются так, чтобы не было горизонталь-
ных непрерывных поверхностей, на которые могли бы оседать об-
разовавшиеся в масле частицы угля и таким образом создавать
пути разряда по поверхности. Такого рода разряды обычно при-
водят к тяжелым авариям.
32
3. В воздушных (воздухонапорных) выключателях, предназна-
ченных для мгновенного АПВ, применяется приводной механизм,
непосредственно встроенный в дугогаситель. При этом во многих
случаях появляется необходимость в пристроенном отделителе,
за счет которого непосредственно после гашения дуги образуется
Рис. 1-15. Конструктивные схемы воздушных выключателей наружной
установки на напряжение 110 кв: а — с двумя вертикально расположен-
ными разрывами на полюс, с последовательной подачей воздуха в ка-~
меры, с наружным отделителем; б — с двумя разрывами на полюс,' с вер-
тикальным расположением камер дугогашения, с воздухонаполненным
отделителем; в —с тремя последовательными разрывами на полюс и с го-
ризонтальным расположением дугогасителей, с параллельной подачей воз-
духа к камерам, без отделителя; г —с двумя дугогасительными разры-
вами на полюс, находящимися в постоянно наполненной сжатым возду-
хом камере большого объема, без отделителя
дополнительный разрыв — открытый или в сЖатом воздухе (см.
гл. 4).
Наличие в воздушном выключателе промежуточных элементов
кинематической связи между дугогасительными контактами и ра-
бочим элементом привода снижает быстродействие выключателя.
'4. Серии современных выключателей (кроме баковых масля-
ных) на классы напряжения, например, ПО—750 кв создаются на
33
основе применения унифицированной конструкции дугогасителя
(модуля серии) того или иного типа. Число таких модулей на по-
люс и высота изоляционных опорных элементов выбираются в со-
ответствии с величиной номинального напряжения.
5. В компоновках выключателей на сверхвысокие напряжения
(500 кв и выше) более выгодным может быть «подвесной» ва-
риант, в котором вместо опорных изоляторов использованы изо-
ляторы подвесного типа (рис. 1-16, в).
6. Конструктивная схема выключателя, предназначенного для
установки в ячейке комплектного распределительного устройства
Рис. 1-16. Конструктивные схемы выключателей сверхвысокого
напряжения: а — опорный вариант с фарфоровой камерой; б — опор-
ный вариант с металлической камерой; в — подвесной вариант
(КРУ), должна обеспечивать возможно более выгодную конструк-
тивную связь выключателя с остальными элементами ячейки.
Обычно такие выключатели имеют непосредственно пристроенный
привод, чем обеспечивается более .удобный -осмотр и ремонт вы-
ключателя в процессе эксплуатации и даже смена его:
34
Глава вторая
ОБЩАЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ИЗОЛЯЦИЯ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
2-1. УРОВЕНЬ ИЗОЛЯЦИИ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
В конструкциях выключателей должна быть обеспечена надеж-'
ная электрическая изоляция:
•V* а) между частями, находящимися под напряжением, и зазем-
ленными частями;
б) между имеющими различные электрические потенциалы ча-
стями одного полюса при полностью разомкнутых контактах;
^/в) между находящимися под высоким напряжением частями
соседних полюсов при любом коммутационном положении выклю-
чателя.	t
Уровень изоляции, т. е. электрическая прочность основных изо-
ляционных промежутков выключателя, должен соответствовать
виду и величине перенапряжений, которые могут возникать на за-
жимах аппарата при эксплуатации последнего в установке на дан-
ный класс напряжения [23].
Для выключателей переменного тока высокого напряжения
уровень изоляции нормируется и должен соответствовать:
\/ а). нормированному испытательному импульсному напряже-
нию при полной и срезанной волнах и испытательному и выдержи-
Таблица 2-1.
Импульсные испытательные напряжения (в киловольтах) для выключателей
, с изоляцией классов напряжения от 3 до 500 кв включительно
Класс напря- жения	Испытательное напряжение внутренней изоля- ции (относительно земли)		Испытательное напряжение внешней изоляции				
			выключателя в собранном виде		изоляторов» испы- тываемых отдельно		между кон- тактами од- ного и того же полюса в ра- зомкнутом положении
	полная волна	срезанная волна	полная волна	срезанная волна	полная волна	срезанная волна.	полная * волна
3	42	50	42	50	>	44	52	50
6	57	70	57	70	60	73	65
10	75	90	75	90	80	100 .	90.2	
15	400		 12U	ТОО-’	120	105	125	115
20	-120	150	120	150	125	158	140. ,
35	..180	225	185.	230	195.	240	220
110*		’""‘‘‘'“550		570	4ЙГ	600	570
150	585 .	760	63tT	785		660 '	825...	.790
220	835	’ 1090	900"	ИЗО	950	1190	1100,
330	1100	- 1300	1150	1350	1200	1400	1450
500	1500	1800	1600	1950	1600	1950	1600
35
ваемому напряжению промышленной (50 гц) частоты, согласно
ГОСТ 1516-68;
б) нормированной минимальной длине пути утечки по внешней
изоляции.
В табл. 2-1 и 2-2 приведены данные о стандартизованном
уровне изоляции выключателей с нормальной и с облегчейной
изоляцией; в табл. 2-3 — данные об уровне изоляции выключате-
лей на классы сверхвысокого напряжения 750 и 1150 кв (которые
пока еще не вошли в ГОСТ) [19].
.К изолятораМг-входящим в конструкции выключателей наруж-
ной установки, наряду с требованиями, рассмотренными выше,
предъявляются .также. требования стойкости впеппгей..изоляции_по _
отношению к рабочему напряжению ~в эксплуатационных условиях "
загрязнения и увлажнения поверхности^ Эти “требования заклю-
Таблица 2-2
Испытательные напряжения (в киловольтах) промышленной частоты (50 гц)
для выключателей с нормальной изоляцией классов напряжения
от 3 до 500 кв включительно
	Испытательное напряжение одноминутное		Выдерживаемое напряжение (при плавном подъеме) для внешней изоляции				
			в сухом состоянии			под дождем	
пасс напряжения	^выключателей в соб- ранном виде	изоляторов, нспы- * тываемых отдельно	между контактами одного $ того же  полюса выключате- ля нагрузки и вы- ключателей в ра- зомкнутом положе- нии	X э отношению к эрпусу (заземлен- э!м частям)	гжду полюсами	включателей на- гжной установки	5жду контактами (ного и того же >люса газонапол-- :иных выключате- й в разомкнутом сложении
				G Я Я	2 -	и о.	s о с в ч И
3	24(13)	25(14)	28(18)	26(15)	——	20(10)	—
6	32(21)	32 (21)	40(27)	34 (23)	—	26(18)	—,
10	42 (32)	42 (32)	53 (42)	45 (35)	—-	34(28)	——
15	55 (48)	57(48)	70 (62)	60 (53)	—	45 (42)	—
20	65	68	85 ’	70	—	55	—
35	95	100	130	105	—	85	-—
. 110	250/200	265	J55	280 ~	—	215	280
150	320/275	340	460 ’	355*	—	'290	380
220	470/400	490	675	520	—	£25	550
330	600/500	"630	890	670	875	550	730
500	800/700	800	1225	900	1250	740	1000
относятся
к
аппаратам
Примечания. 1. Значения, указанные в знаменателе,
с внутренней изоляцией в масле, у которых внешняя изоляция испытана отдельно.
2. Выдерживаемые напряжения для внешней изоляции между полюсами для выключа-
телей 220 кв и ниже не нормируются.	.
3. Значения напряжений, указанные в скобках, относятся к-выключателям с облегчен-
ной изоляцией, х
36
чаются в установлении нормами (ГОСТ 992Q—^-Мишшадьной.,.
д0Т1устпт^“Т01ИйБГТ1ут^угех®11^Е-д^^тимого~миним«льног-б5
кратчай!пегб"расстдяПия"по"поверхности изолятора от его металли-/
ческих частей, находящихся под высоким потенциалом, до заземЛ
ленных# Согласно этим нормам, для изоляторов на все классы^
напряжения допустимая длина утечки соответствует (с округле-
нием) удельной длине утечки (длине, отнесенной к 1 кв наиболь-
шего рабочего линейного напряжения). В табл. 2-4 приведены
данные об этой характеристике для двух категорий изоляторов:
нормального исполнения—А и усиленного исполнения — Б. При-
веденные значения не изменяются с высотой установки выключа-
теля над уровнем моря и с температурой окружающего воздуха.
В публикации 137 МЭК предлагаются более высокие значения:
Таблица 2-3
Испытательные напряжения (в киловольтах) выключателей
переменного тока сверхвысокого напряжения
' /	Выключатели 750 кв			Выключатели Н50 кв		
	к	импульсное		а	импульсное	
Вид изоляции л	а я ж	напряжение		ж s	напряжение	
	о Ч 3 t- 2°	к S Е	1 заи- волна	о п	к ад л ж X	зан- волна
	2 °		(V к	2 £	Ч е;	<U Рч
•		о о	г> са	CL. eg	О О	
	С з*	ж «	О Ж	ж »	К л	о ж
1. Внутренняя изоляция относитель- но земли: а) выключателей (кроме газона- полненных)		950	2100	2600	1150	2750	3150
б) газонаполненных выключате- лей . ... .	.	. . .	950	1850	2300	1250	2600	3000 ”
2. Внутренняя изоляция газонапол- ненных выключателей между контак- тами одного и того же полюса выклю- чателя в отключенном положении . .	1600	1850	2300	2100	2600	3000
3. Внешняя, изоляция в сухом со- тоянии: а) относительно земли выклю- чателей и изоляторов 		1050	2100	2600	1360	2900	3300
б) между контактами одного и того же полюса выключателя в разомкнутом (отключенном) по- ложении		1770	2100	2600	2300	2900	3300
в) между частями соседних по- люсов			1770			—,.			. 	
4. Внешняя изоляция, испытывае- мая под дождем: , а) выключателей в собранном виде и изоляторов		900			1300		
б) между контактами одного и того же полюса газогаполненного выключателя в отключенном полб- жении . .			1500	—	—	2200	—	—-
37
ных импульсных испытательных
Таблица 2-4
Удельная длина пути утечки
изоляторов наружной установки
Категория изоляторов (исполнение)	Удельная длина пути утечки /уД изоляторов для сетей, см1,кв	
	с эффективно заземленной нейтралью	с изолиро- ванной нейтралью
‘ А — нор- мальное Б — уси- ленное	1>5 2,25	- 1.7 2,6
ных, определяющих
для местностей с повышенным загрязнением — 2,5 см!кв, для мест-
ностей с обычным загрязнением — около 1,53—1,67 см/кв (только -
для сетей с заземленной нейтралью).
Напряжение, при котором наступает перекрытие или пробой
того или иного изоляционного промежутка или изолятора при
определенном характере воздействия, зависит от размеров и -
формы рассматриваемых промежутков, а также от свойств и со-
стояния электроизоляционной среды или изоляционного 'Мате-
риала. Эти физические параметры и характеристики в конструкции
должны быть выбраны таким образом, чтобы разрядные и пробив-
ные напряжения соответственно были несколько выше нормирован-
напряжений и выдерживаемых
напряжений при промышленной
частоте, значения которых ука-
заны приведенных выше .
таблицах. Этот запас по элек-
трической прочности может быть
представлен коэффициентом
К>1, величина которого не нор-
мируется и может составлять
1,054-1,1.
Таким образом, при проекти-
ровании необходимый уровень
электрической прочности' изоля-.
ции выключателя на заданный
класс напряжения при заданной
его конструктивной схеме дости-
гается путем рационального вы-
бора линейных размеров основ-
ах промежутков в соответствую-
щих изоляционных средах вне внутренних полостей аппарата и
в них, а также основных размеров отдельных изоляционных эле-
ментов конструкции: проходных и опорных изоляторов, изоляци-
онных штанг, прокладок, барьеров и др. Следует, заметить, что раз-
мерами изоляционных элементов во многом определяются как раз-
меры токоведущего контура, так и общие габаритные размеры
выключателя в целом, в частности, на классы напряжения .35 кв .
и выше.	’
В высоковольтных выключателях нарушение электрической изо-
ляции отдельных элементов конструкции носит различный харак-
тер, так же. как и вызванные этим разрушения, которыми опреде- ;.
ляется пригодность аппарата к дальнейшей работе/ '
Практически не. опасным для аппарата является разряд на ко-
ординирующих и других открытых промежутках в воздухе. Мало-
опасным можно считать разряд по наружной поверхности фарфо-
ровых изоляторов, расположенных на открытом воздухе, так как ’
при этом (кроме случая длительного горения открытой дуги)
разряд не оставляет почти никакого следа на поверхности
фарфора.
88
Относительно опасными могут оказаться разряды в закрытых,
заполненных воздухом (или каким-либо другим газом, например,
SFe) внутренних полостях изолятора при повышенном давлении.
Весьма опасны случаи нарушения у масляных выключателей
внутренней (внутрибаковой) изоляции, проявляющиеся в виде .
пробоя изоляционных промежутков или перекрытий изоляционных '
поверхностей в масле. Такие случаи могут иметь тяжелые послед-
ствия — разрушение не только самого выключателя, но и конструк-
ций распределительного устройства (особенно закрытого).
Опасным является также электрический пробой твердой, масло-
барьерной и другой изоляции высоковольтных вводов, штыревых
опорных изоляторов, твердых изоляционных прокладок и др. В ре-
зультате пробоя данный изоляционный элемент обычно выходит из
строя, что является уже аварией.
Из сказанного следует, что при расчете общей электрической
изоляции выключателя внутри данной конструкции должна быть
предусмотрена координация уровней электрической прочности от-
дельных элементов относительно^базовьп^значений разрядных на-
пряжений для наружной изоляции "в "сухом*"состоянии.
Сущность этой координации состоит в том, что для наиболее,
ответственных (с точки зрения опасности последствий при разру- "
шении) конструктивных элементов изоляции аппарата прини-.-
мается конструктивный запас по электрической прочности, учиты-
ваемый коэффициентом запаса fep, па который должны быть умно-
жены принятые значения базовых разрядных напряжений для
наружной изоляции в сухом состоянии для данного класса напря-
жения. .
Таким образом, значения расчетных разрядных напряжений
для отдельных изоляционных элементов выключателя в общем
случае определяются по уравнению
^рл —	(2-1)
где fep— коэффициент запаса^(надежности); Up — принятая вели-
чина разрядного напряжения для наружной изоляции выключа- .
теля в сухом состоянии.	 ’
Ниже приведены ориентировочные значения kp для различных
изоляционных элементов и условий работы:
Внешние промежутки и внешние поверхности фарфо-
ровых изоляторов в воздухе ................... 1
Керамика, работающая на электрический пробой при
промышленной частоте ................ 1,3
То же, работающая на электрический пробой при
импульсах..................................... 1,33—1,6
Бумажномасляная и маслобарьерная изоляция, а так-
же другие изоляционные элементы, работающие на
пробой при промышленной частоте .............. 1,3
То же, работающая при импульсах................ 1,25
Изоляционные промежутки в воздухе или в масле,
расположенные внутри бака многообъемного масля-
ного выключателя. ...........................♦	1,15—1,25	. *
39	\
Изоляционные промежутки в воздухе или в масле,
расположенные внутри дугогасительного бачка мало-
объемного масляного выключателя, не имеющего
пристроенного отделителя . ..................... 1,25—1,5
То же для выключателя, имеющего пристроенный от-
делитель ....................................... 1,15
Изоляционный промежуток в масле внутри опорного
фарфорового изолятора (в случае, если масло не
подвергается действию дуги отключения).......... 1,15
Изоляционный промежуток в закрытой, заполненной
воздухом внутренней полости изолятора при про-
мышленной частоте............................... 1,05—1,1
То же при импульсах............................. 1,1—1,15
Кроме рассмотренных выше вопросов, следует остановиться на.
выборе- расчетного разрядного напряжения для серий нескольких
последовательных междуконтактных промежутков одного полюса
выключателя.
У выключателей, имеющих специальные отделители, изоляция
дугогасителей электрически разгружается непосредственно после
погасания дуги за счет образования в цепи полюса дополнитель-
ного разрыва (одного или нескольких) в отделителе, электриче-
. ская прочность которого должна соответствовать ГОСТ 1516—68.
При одном разрыве на полюс такого выключателя при отключении
междуконтактный промежуток подвергается воздействию восста-
навливающегося напряжения с амплитудой Uzm (см. § 1-3).
Расчетная величина разрядного напряжения для данного про-
межутка может быть найдена из уравнения
UPz = koUzm = koKa-O>87V2Un,	(2-2)
в котором Ао> 1 — коэффициент запаса по восстанавливающемуся
напряжению; Ka=l,6z—коэффициент максимального превышения •
амплитуды; Ua — линейное номинальное напряжение.
  При числе дугогасительных разрывов на полюс более одного
необходимо учитывать возможность неравномерного распределе-
ния напряжения по отдельным разрывам (при отсутствии эффек-
. тивных средств для выравнивания напряжения) в случае заземле-
. ния одного из выводов полюса выключателя (например, после
отключения однофазного короткого замыкания на землю). В этом
случае величина амплитуды, приходящаяся на один из разрывов,
может быть рассчитана по уравнению	>
Угр1 = М>0,87|/2(2-2а)
6	1".-У
'	• г
где п — число дугогасительных разрывов на полюс; ku> 1 — коэф-
фициент, учитывающий неравномерное распределение восстанав-
ливающегося напряжения.
, Вопрос о распределении напряжения по отдельным разрывам
одного полюса выключателя будет рассмотрен в дальнейшем.
Кроме расчета общей электрической изоляции, при проектиро-
вании выключателя производятся также расчеты электрической ,
/ ,	40
изоляции его отдельных узлов: вводов, электростатических экра-
нов, изоляции дугогасительпых камер, изолирующих тяг, шунти-
рующих сопротивлений и т. п. Эти расчеты обычно выполняются
в ходе.разработок данных узлов.
2-2. ПРАКТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА ОБЩЕЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ИЗОЛЯЦИИ
Из сказанного выше следует, что расчет общей электрической
изоляции охватывает решение следующих вопросов:
а)	выбор основных, подлежащих расчету изоляционных проме-
жутков в принятой конструктивной схеме и выбор ориентировоч-
ных форм и размеров электродов, образующих каждый из выбран-
ных промежутков;
б)	определение исходных расчетных зцачепий разрядных на-
пряжений для каждого из выбранных промежутков;
в)	расчет допустимых минимальных размеров основных изоля-
ционных промежутков и элементов;
г)	конструктивное уточнение размеров некоторых рассчитан-
ных изоляционных промежутков.
При выборе подлежащих расчету промежутков , в конструктив-
ной схеме выключателя исходят из определения наиболее вероят-
ных путей развития электрического разряда. При этом прини-
маются во внимание особенности конструкции проектируемого вы-
ключателя, а также характер протекания процесса отключения,
в частности возможность значительного выброса дуги за пределы
камеры, вероятность образования газопаровых пузырей в масле,-
в зоне рассматриваемого промежутка, возможность чрезмерного
нагрева газа или воздуха в месте предполагаемого, разряда и т. п.
Для примера на рис. 2-1 и 2-2 приведены конструктивные схемы
бакового масляного и воздушного выключателей с указаниями
наиболее вероятных путей разряда, которыми и определяется ме-
сторасположение рассчитываемых изоляционных промежутков.
Длины этих путей обозначены буквой s.
При определении исходных расчетных разрядных напряжений
(при промышленной частоте или импульсах) следует исходить из
требуемой степени надежности каждого из рассчитываемых про-
межутков. Расчет минимальных размеров промежутков надо вести,
исходя из принятых форм и размеров электродов, образующих
данные промежутки, свойств и состояния изоляционной среды и
строения изоляции промежутка (наличие барьеров, экранов и др.).
Кроме того, должны быть приняты во внимание некоторые побоч-
ные факторы, различным образом влияющие на изменение кар- -
типы электрического поля и на ухудшение состояния изоляции/
например возникновение короны на электродах, образование''ко- .
поти на изолирующих поверхностях и др;-
Минимальные размеры промежутков следует определять на
основании опытных данных о зависимости разрядных напряжений
в различных изоляционных средах от минимальных расстояний
41
Рис. 2-1. Основные разрядные
промежутки в баковом масля-
ном выключателе

Рис. 2-2. Основные разрядные проме-
жутки в воздушном выключателе на
номинальное напряжение 110 кв
Рис. 2-3. Разрядные напряжения в воздухе при
50 гц
Электроды: стержень — заземленный f стержень и стержень —
плоскость; стандартные, атмосферные' условия (по данным раз-
личных авторов)
42
между электродами различной конфигурации и размеров. Эти
опытные данные в виде кривых или обобщенных расчетных фор-
мул приводятся в специальных курсах, научных трудах и спра-
вочниках [15, 16, 17, 18, 20,
22, 24, 26] и др.
Некоторые данные о вели-
чине разрядных и пробивных
напряжений для промежутков
в воздухе при нормальных
атмосферных условиях и в ма-
сле приведены в виде кривых
(7p=f(s). Uc~f(s) и U^f(s)
на рис. 2-3—2-8, а наиболее
часто применяемые расчетные
формулы — в табл. 2-5. Дан-
ные о разрядных напряжениях 
в воздухе при повышенном
давлении и в элегазе пред-
ставлены на рис. 2-9 и 2-10.
В ходе конструирования
выключателя может оказаться
необходимым уточнение и из-
менение полученных расчет-
Рис. 2-4. Сухоразрядные напряжения
. фарфоровых изоляторов в воздухе
при 50 гц,
1 — наименьшее; 2 — среднее; 3 — наибольшее
ных размеров некоторых про-
межутков, например при ис-
пользовании стандартных ти-
пов. изоляторов в сборных
опорных элементах и др.
Все подобного рода изменения, однако, не должны приводить
к уменьшению нормированного уровня изоляций, тем боле^к на-
1
43

Рис. 2-6. Разрядные напряжения в воздухе при им-
пульсах 1,5/40 мксек
Элъкгрыил: стержень — стержень (2 и 3) и стержень — пло-
скость (/ и 4)', стандартные атмосферные условия (ВЭИ)
Таблица 2-5
Формулы зависимости разрядного напряжения при промышленной
частоте от расстояния между электродами /
Род среды» форма электродов
и предельные размеры промежутков
Сухоразрядное в воздухе, игла —
незаземленная игла, для $>8 см . . .
Сухоразрядное в воздухе, игла
заземленная игла, для s>8 см . . . .
Сухоразрядное в воздухе, стер-
жень— заземленный стержень, для
s>10 см....................... . ♦
Сухоразрядное в воздухе, стер-
жень— плоскость, для $> 10 см . . .
Сухоразрядное в воздухе, опорные
изоляторы разных типов............
Сухоразрядное в воздухе, по поверх-
ности гладкого изоляционного цилинд-
ра, для I < 45 см ................
Пробивное в масле, игла —игла,
для $> 1 см „.....................
Пробивное в масле» игла — плос-
• кость, для 10 см.................
, Сухоразрядное в сжатом воздухе,
гмежду торцами коаксиальных цилинд-
ров диаметром 3,2 см с закруг-
ленными краями, при давлении р, бар
Расчетная формула	Автор данных
и с = 14 4- 3,66s, кв f	А. Рот
Uc = 14 4 3,16s, кв	А. Рот
£/с-~ 4,75s, кв	з	Различные авторы
Uc = 4,6s?’88,' кв	—
Uс = 3,95s0’93, кв-	—
Ue~ 10,4/0’7, кв С	——
С?пр — 39s0,7, кв	Майнер
£/пр —30s0’7, кв £	Майнер
/ £/cSs42 (ps)0’^3, квмакс С (ориентировочно)	Берд и Билл

Квиакс
Рис, 2-7. Пробивные на-
пряжения между стерж-
нями в масле
. Рис.. 2-8. Зависимость пробивного
ния воздушно-масляного промежут
электродами ч острие т- плоскость i
менном напряжении промышленной
а —; от расстояния между электро,
постоянном воздушном зазоре 5в~1(
от .величины воздушного зазора при
ной толщине масляной прослойки <
Рис. 2-10. Разрядные напряжения промежутка между торцами цилиндри-
ческих электродов в элегазе в зависимости от величины промежутка и
от давления элегаза в камере: а—для электродов диаметром d=80 мм;
б — для электродов d=40 мм
изоляционными элементами внутри данной конструкции, о кото-
рой говорилось выше.
2-3. ПРИБЛИЖЕННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НА-
ПРЯЖЕНИЯ ПО ОТДЕЛЬНЫМ РАЗРЫВАМ ОДНОГО ПОЛЮСА
•в
При проектировании выключателя; конструкция которого осно-
вана на принципе последовательного соединения ряда выключаю-
щих промежутков (разрывов), вопрос о равномерном распределе-
. нии восстанавливающегося или длительно приложенного напряже-
ния по отдельным промежуткам имеет существенное значение.
При отсутствии в конструкции выключателя специальных уст-
ройств, выравнивающих напряжение, неравномерность распределе-
ния напряжения по разрывам может быть весьма значительной..
Например, в баковом масляном выключателе с двумя разрывами
на полюс при одностороннем заземлении полюса напряжение на
одном из разрывов может достигать 85% от полного приложен- .
ного напряжения.
В воздушных и малообъемных масляных выключателях с боль-
шим числом разрывов N распределение напряжения при этих усло-
виях также неравномерно, что видно из рис. 2-11. *•
В выключателях с организованным гашением дуги-При отсут-
ствии специальных шунтирующих сопротивлений или емкостей
распределение напряжения по разрывам можно рассчитать, ис-
ходя из статического распределения напряжения на всех проме-
жутках, образованных токоведущими частями как взаимно, так и
относительно земли. В данном случае конструкцию выключателя/
следует рассматривать как систему электродов (какими являются
все металлические части выключателя, находящиеся под некото-
рым потенциалом), расположенных над поверхностью земли. При
этом влияние земли может быть заменено присутствием другой
системы, представляющей собой зеркальное изображение действи-
тельно существующей системы относительно поверхности земли.
Расчет сводится к определению разности потенциалов между
отдельными электродами на основании общей методики решения
системы уравнении электростати-
ки [21]. Сложная форма электро-
дов, которая возможна в kqh-.
струкции, должна.быть заменена
более универсальной и удобной
для расчета — эллипсоидом вра-
щения, 'уравнение поверхности
которого известно.
Заданными величинами такой
системы являются ее геометри-
ческие параметры (размеры и
форма электродов, их располо-
жение относительно друг друга
и относительно земли, диэлектри-
ческая проницаемость среды и
относительная величина прило-
женных к отдельным электродам
потенциалов). Точное аналитиче-
ское решение подобного рода за-
дачи в таком общем виде обычно
встречает непреодолимые труд-
ности. Поэтому в практических
случаях применяются упрощен-
ные, приближенные методы рас-
чета, которые кратко рассматри-
Рис. 2-11. Распределение напря- ,
жения по отдельным разрывам
воздушного выключателя при от-
ваются ниже.	сутствии выравнивающих уст-
СуществующИе конструкции с	ройств
большим числом разрывов на по-
люс (обычно на номинальное напряжение ПО кв и выше) отли-‘.
чаются той характерной особенностью, что геометрические раз?
меры отдельных токоведущих частей и арматуры изоляторов отно-
сительно меньше длины образованных ими промежутков и расстоя-
ний относительно земли.	?
В этих случаях расчет распределения напряжения можно суще-
ственно упростить, приняв в первом приближении следующие ус-
ловия:
а)	изменение , расстояния между любой соседней парой гори-
зонтально расположенных электродов оказывает малое влияние
на емкость каждого из этих электродов относительно земли;
б)	при вертикальном расположении электродов (один над дру-
гим) изменение положения одного электрода не влияет на емкость •'
Другого относительно земли.	.*?’ 
.47	” 1
Такое упрощение позволяет считать, что взаимные емкости от-’-я
дельных электродов и емкости их относительно земли могут рас’-;Я
считываться независимо и без учета электростатического влияния Ц
• имеющихся в системе других электродов, кроме рассматриваемых.
Расчет распределения напряжения тогда может быть произ- "я
веден в следующем порядке:	1
. - а) расчет емкостей отдельных междуконтактных промежутков '1
и емкостей дтносительно земли; ,		|
б) составление и преобразование эквивалентной емкостной
схемы;	1
, в) расчет распределения напряжения по разрывам.	1
Рис. 2-12. К раанету распределения напряжения по раз-
рывам выключателя
Выключатель, конструктивная схема которого изображена на
рис. 2-12,а, можно представить, в виде системы электродов
(рис. 2-12, б), которой соответствует расчетная емкостная эквива-
лентная схема по рис. 2-12, в.
Определив значения емкостей С и Ci и применяя общие методы
расчета подобного рода электрических цепей при переменном си-
нусоидальном напряжении, можно найти распределение прило-
женного напряжения по емкостям отдельных разрывов. Расчет
обычно, ведется для наиболее характерного неблагоприятного слу
чая, когда один из крайних зажимов полюса выключателя зазем-
лен, а к другому приложено полное напряжение.
При расчете емкостей сложную форму электродов заменяют
более простой и удобной для расчета. Например, цилиндр с отно-
сительно небольшой высотой может быть заменен эквивалентным
шаром радиусом
2 arsh (ft//?) j_ /?/ft _ уh i
где Ь и — соответственно высота ифадиус цилиндра.
48
Взаимная емкость между двумя сферами радиусов 6 и Гг с рас-
стоянием между их центрами h может быть найдена по известному
уравнению [25]:
С13 = 4ле (н/у. 4- -——— 4- ... V	(2-4)
\	1 — п2 — т2	}
m—rilh; ti^r-Jh; е — диэлектрическая проницаемость среды.
Взаимная емкость между сферой радиусом г и заземленной
плоскостью приближенно может быть рассчитана по уравнению,
приведенному в [25],
С«8лег/й,	(2-5)
где h — расстояние от центра сферы до плоскости.
В некоторых случаях, даже при принятой упрощенной форме
электродов, расчет емкости отдельных промежутков может встре-
тить большие трудности, например, когда промежуток образован
торцами двух коаксиальных цилиндров (контактов), расположен-
ных внутри полого, заполненного маслом или воздухом изоля-
тора, или когда в промежутке между электродами расположен
изолятор, имеющий относительно большие размеры.
Емкость такого рода систем определяется или на основании
опытных данных, полученных па геометрически подобных моде-
лях, или путем приближенного расчета, иногда с рядом грубых
допущений.
Как. показывают опыты, емкость между крайними арматурами
дугогаситёльной фарфоровой колонки малообъемного масляного
выключателя на НО кв с одним разрывом ориентировочно может
быть принята равной удвоенной величине взаимной емкости,'рас-
считанной для данной системы электродов без учета наличия
изолятора и масла.
В современных конструкциях высоковольтных выключателей,
имеющих большое число разрывов на полюс, выравнивание рас-
пределения напряжения в основном осуществляется тремя спосо-
бами: шунтированием всех разрывов полюса одинаковыми по ве-
личине высокоомными активными сопротивлениями (обычно ли-
нейными порядка 0,5—1,0 Мом, например, для выключателей
500 кв); шунтированием всех или крайних разрывов полюса емко-
стями.
Обычно при использовании второго способа пет необходимости'
в отключении остаточного тока, протекающего в шунтирующей
цепи после гашения дуги, с помощью отделителя, что необходимо,
делать при первом способе шунтирования.
Кроме указанных способов, выравнивание распределения на-
пряжения по отдельным разрывам дугогасителя осуществляется
также с помощью электростатических экранов относительно боль-
ших размеров, устанавливаемых по концам дугогасителя или
комплекта из небольшого числа дугогасителей.
В некоторых случаях необходимость шунтирования дугогаси-
тельных разрывов активными сопротивлениями средней величины
, Г,'А. Куксков	49
(200—500 ом на разрыв с Номинальным, напряжением 50 кв) дик-1
туется требованием снижения коммутационных перенапряжений,
появляющихся в процессе отключения, например, малых индук-
тивных токов и емкостных токов ненагруженных линий. При нали-
чии таких сопротивлений надобность в шунтировании разрывов
полюса выключателя высокоомными сопротивлениями или емко-
стями все же не отпадает.
2-4. ПРИМЕРНЫЙ РАСЧЕТ ОБЩЕЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ИЗОЛЯЦИИ
Приводится расчет общей электрической изоляции малообъем-
ного масляного выключателя наружной установки на поминальное
напряжение 110 кв.
Конструктивная схема одного полюса такого выключателя дана
на рис. 2-13, а, б, где указаны основные изоляционные проме-
жутки:’ Si — габаритный воздушный промежуток между заземлен-
ным основанием I и металлическим корпусом дугогасителя II, при
отсутствии дополнительных координирующих электродов этот про-
межуток будет соответствовать высоте фарфора опорного изоля-
тора; $2— высота .фарфора дугогасительной колонки; s3 — проме-
жуток между полностью разомкнутыми дугогасительными контак-
тами в масле; $4 — промежуток между основанием неподвижного
контакта IV отделителя и верхним краем экрана V промежуточ-
ного фланца поворотной колонки.
Высота фарфора трансформатора тока, используемого в каче-
стве опорного изолятора отделителя, и высота фарфора нижнего
изолятора поворотной колонки берутся равными величине основ-
ного промежутка Si. Высота верхнего изолятора поворотной ко-
лонки принимается равной величине $2.
Согласно нормам ГОСТ 1516—68, для выключателей на дан-
ный класс напряжения:
50
а)	выдерживаемое напряжение промышленной частоты внеш-
ней изоляции в сухом состоянии Uel—280 кв;
б)	то же для изоляторов (в сухом состоянии), испытываемых
отдельно, t/u3i=295 кв;
в)	выдерживаемое напряжение для внешней изоляции под
дождем (в том числе и для изоляторов) £7Mi=215 кв;
г)	то же (в сухом состоянии) между контактами (электродами)
одного и того же полюса разъединителя (отделителя, промежу-
ток s4) t/c2=355 кв.
. Соответственно этому принимаются исходные расчетные зна-
чения разрядных напряжений для отдельных промежутков:
а)	сухоразряднос напряжение промышленной частоты для про-
межутка s2, согласно уравнению.	1,1 -280=308 кв;
б)	сухоразрядпое напряжение для промежутка s4 будет t/C4=
= 1,1-355=390 кв;	,
в)	сухоразрядпое напряжение промышленной частоты на ко-
лонке дугогасителя (промежуток з2), согласно уравнению - (2-2),
У(2=^а0,87; pz2 77., = 1,5-1,6-0,87-2-110=325 квмако=230 кв.
Необходимо отметить, что для конструкции выключателя, не
имеющего 'отделителя, за расчетное разрядное напряжение для
промежутка $2 следовало бы принять (7С2=£7С4=390 кв, а для про-
межутка s3 в масле 17сз=^р^с2= 1,15-390=448 кв;
г)	для рассматриваемой конструкции с отделителем расчет-
ное разрядное напряжение для внутренней изоляции дугогаситель-
ной колонки (промежуток S3 в масле) UP3—kpUp2= 1,15 -230=
=264 кв;
Найденным разрядный напряжениям соответствуют искомые
минимальные размеры данных промежутков, которые могут быть
определены по эмпирическим формулам иЛи кривым, указанным
выше. Например, на основании кривых рис. 2-3, 2-4 и 2-7 соответ-
ственно находим: st=98 см; s2=70 см; s3=16 см; s4=J00 см.
Напряжения перекрытия фарфоровых изоляторов в сухом
состоянии должны быть не меньше найденных выше разряд-
ных напряжений соответствующих промежутков, .тем более
не ниже, выдерживаемых напряжений £4ыд, нормированных
для отдельно испытываемых изоляторов на данный класс на-
пряжения.
Напряжение перекрытия фарфоровых изоляторов при дожде
зависит от конструктивных параметров: от величины вылета ребра
и формы его, от количества ребер на изоляторе, а также от усло-
вий и степени загрязнения наружной поверхности. Поэтому при-
меняемые в рассматриваемой конструкции фарфоровые изоляторы,
испытываемые отдельно, должны отвечать нормам ГОСТ 1516—68
но величине выдерживаемого напряжения. Соответственно этому
для опорного изолятора расчетные разрядные напряжения про-
мышленной частоты должны составлять:
а)	для опорного изолятора (/р1 Из=^р^выд.из =1,1 -295=324 кв;
б)	для фарфоровой покрышки дугогасителя Up2 из = 1,05-230=
= 241 кв.
3*	51
Кроме того, выбранный типовой или рассчитанный специально >
изолятор, как уже указывалось выше, должен отвечать требова- 5
нию по длине пути утечки.	;
В рассматриваемом случае, если принять по условиям загряз- .
нения нормальное исполнение изоляторов, длина пути утечки для
опорного изолятора должна составлять (см. табл. 2-4) LyT =
= ^м1//уд> 215/1,5 = 143 см.
Методика расчета общей электрической изоляции выключателя
по отношению к воздействиям импульсов напряжения основы-
вается, аналогично рассмотренному' выше, на выборе расчетных
значений импульсных разрядных напряжений и определении раз-
меров соответствующих изоляционных промежутков и изоляторов.
В основу расчета принимаются нормы ГОСТ 1516—68 на им-
пульсные испытательные напряжения (см. табл. 2-1 или 2-3) для
- данного класса напряжения; расчет изоляции производится на
основании эмпирических формул или кривых, характеризующих
зависимость разрядного напряжения от величины промежутка или
высоты фарфора изолятора.
Принцип координации изоляции между отдельными элемен-
тами в конструкции остается примерно таким же, как и при про-
. мышленной частоте.
Глава третья
РАСЧЕТ ЧАСТЕЙ ТОКОВЕДУЩЕЙ СИСТЕМЫ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ
.	'	3-1. ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ
Токоведущая система выключателя конструктивно представ-
ляет собой совокупность электрически и механически связанных
между собой токоведущих частей (токоведущие стержни, шины,
перемычки, гибкие связи, контактные ножи, пластины, траверсы
" и др.), которые в каждом полюсе образуют цепь тока (токоведу-
щий контур). Связь между отдельными токоведущими частями
осуществляется посредством различного рода контактов.
В процессе работы выключателя тепловое или электродинамиче-
ское действие протекающего в контуре тока в неблагоприятных
случаях может приводить соответственно к недопустимому нагреву
. отдельных частей и к чрезмерной для них механической (электро-
динамической) нагрузке. Как первое, так и второе может стать
причиной нарушения нормальной работы выключателя.
Выбором рациональных форм, размеров, конструкции и харак-
теристик токоведущих элементов контура, а также выбором проч-
ности их крепления должна быть обеспечена требуемая надеж-
ность работы выключателя при всех заданных режимах. Для этого
в ходе проектирования должен производиться, электродинамиче-
ский и тепловой расчет токоведущих частей и контактов выключа-
52
теля. Краткое рассмотрение методов таких расчетов приводится
в данной главе.
Необходимо заметить, что в рациональных конструкциях вы-
ключателей действие электродинамических сил во многих случаях
используется для повышения некоторых параметров и характери-
стик аппарата, например для повышения устойчивости при сквоз-
ных токах короткого замыкания. За последние годы действие элек-
тродинамических сил начинает также использоваться в сверх-
быстродействующих механизмах для так называемого синхронного
размыкания контактов, а также для приведения в действие клапа-
нов управления воздушных (газовых) выключателей, что будет
рассмотрено кратко ниже, в других главах.
3-2. ПРАКТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА ' ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИХ
СИЛ
Электродинамический расчет состоит в определении величины
и направления электродинамических сил, воздействующих на от-
дельные участки токопровода (токоведущего контура) выключа-
теля при протекании в нем тока.
Как известно, электродинамическая сила, действующая на не-
который рассматриваемый элемент токопровода с током, обуслов-
лена взаимодействием тока данного элемента с магнитным полем,
существующим в рассматриваемой ограниченной области и созда-.
ваемым совокупностью токов всех остальных элементов данной
токоведущей системы.
Величина и направление силы электродинамического взаимо-
действия двух проводников с токами могут быть найдены на осно-
вании уравнения закона магнитных сил и закона Био-Савара и
Лапласа [38, 48].
Если окружающая среда магнитоизотропна (ц=|хо). в общем
случае для системы двух проводников It и h (рис. 3-1) с относи-
тельно малым поперечным сечением, имеющих произвольную
форму изгиба и произвольно расположенных в пространстве, с то-
ками постоянной величины соответственно Д и /а электродинами-
ческая сила, воздействующая на проводник /2, может быть пред-
ставлена вектором
р _ Ро : : Д 41а X [411 (г» — Г1)]	ГЧ.П
W?—1^1	,н'	. (3)
(Q (4)
В этом уравнении, согласно рис. 3-1, г2 — г4=г=гаг где г —
расстояние между рассматриваемыми точками А и В (среднее
расстояние между элементарными отрезками сЩ и сНг); аг — еди-
ничный вектор вдоль АВ, направленный от А к В.
Соответственно уравнение (3-1) приводится к виду:
' |3'2)
ww •	,
Аналитическое решение данного уравнения при расчете элек- •
тродинамических сил в системах, составленных из криволинейных
53
проводников с током, расположенных произвольно относительно
друг друга^ представляет значительные трудности.
Задача аналитического расчета электродинамических сил на
основании этого уравнения значительно упрощается для более
простых систем, составленных из отрезков проводников с током,
расположенных в одной плоскости [59]. В этом случае магнитная
индукция поля в точке Мх (рис. 3-2), обусловленная элементом
тока iidli, может быть найдена из уравнения
Рис. 3-1. К вывойУ общего уравнения
электродинамического взаимодейст-
вия двух проводников с током
Рис. 3-2. К выводу
упрощенного урав-
нения электродина-
мических сил
Сила электродинамического взаимодействия двух элементов
тока iidh и l2dl2 может быть представлена уравнением
= LdLdB	(3-4)
I; £	X X	4 z
где |Ло=4л*1О~7, ен/.и; а — угол, образованный радиусом-векто-
ром г и направлением тока ч.
На основании данных уравнений могут быть получены доста-
точно простые и удобные расчетные формулы для определения
электродинамических сил в токоведущих системах, составленных
из прямолинейных отрезков с током, имеющих относительно малые
сечения любой формы или любой величины круглые поперечные
сечения, при постоянном токе или мгновенном значении перемен-
ного тока [45, 52, 54].
Для криволинейных токопроводов, расположенных в одной
плоскости, или токопроводов, имеющих относительно большое
некруглое сечение, задачи электродинамических расчетов на осно-
вании приведенных • выше уравнений, как уже говорилось, суще-
54
ственно усложняются. В этих случаях более рациональным яв-
ляется метод расчета электродинамических сил, основанный на \
применении общего уравнения электромагнитной силы, которое
устанавливает соотношение между электродинамической силой,
стремящейся изменить некоторую определяющую координату (или
координаты) токоведущей системы, и приращением электрокипети? •
ческой энергии, вызванным изменением данной координаты
[44 и др.]. При постоянном токе (или принятом мгновенном значе-
нии переменного тока) это соотношение имеет общий вид:..
F	,	(3-5)
\ &S /i£=const .
где Ат — энергия магнитного поля; g — определяющая коорди-
ната (перемещение).
В частном случае для электродинамической силы, действующей
в одиночном контуре с током /, обладающем индуктивностью L(g)
(при g=const), уравнение (3-5) принимает вид:
F =JLd.HgL -	(3-6)
е 2 dg	'	'
где L(g)—индуктивность рассматриваемого контура (или части
контура), представляющая собой некоторую функцию перемеще-
ния g; g — координата (перемещение) в направлении действия
электродинамической силы.
Для системы, являющейся совокупностью, например, двух
жестких, связанных взаимной индуктивностью контуров с токами
й и i2 неизменной величины, электродинамическая сила, отсут-
ствующая в одном из них, может быть представлена в виде геомет-
рической суммы сил: 
Ft ~	+ FI2m-	(3-7)
Здесь Fi — суммарная сила в первом контуре (или части данного
контура); — составляющая силы, обусловленная изменением
собственной индуктивности первого контура при изменении соб-
ственной координаты gt [см. уравнение (3-6)]; F<»m — составляю-
щая силы, обусловленная изменением взаимной индуктивности
системы при возможном взаимном перемещении (изменении коор-
динаты) g2 контуров в направлении действия данной силы.
В развернутом виде уравнение (3-7) можно представить сле-
дующим образом:
Fi =
тде L(gj)—собственная индуктивность рассматриваемого кон-
тура; M(g2)—взаимная индуктивность системы двух контуров
как функция перемещения.
*1 PL(fo) 1
2
,	[3M(g2)1
dgi Ji—const I dg.
(3-8)
i—const
55

Как видно из уравнений (3-7) и (3:8), задача расчета электро-
динамических сил в данном случае состоит в определении соб-
ственной и взаимной индуктивностей для рассматриваемых си- :
стем в виде аналитически или графически выраженных функций
собственных параметров и определяющих координат (перемеще-
ний) gi и gz, а также и в определении их частных производных •
по этим координатам.
Для многих типичных систем (контуры правильной геометри-
ческой формы, прямолинейные отрезки параллельно расположен-
ных токопроводов и др.) такие данные имеются в литературе
[35, 55].
При проектировании выключателей полученные расчетные дан-
ные об электродинамических силах принимаются как исходные
для расчета механической прочности самих токоведущих частей
и сопряженных с ними опорных изоляционных конструкций. Кроме
того, действие электродинамических сил на отдельные элементы -
токоведущей системы учитывается при’ расчетах контактов аппа-
рата, приводного механизма и привода.
Исходными данными для расчёта электродинамических сил
в токоведущей системе выключателя являются:
а)	геометрические параметры рассчитываемой токоведущей си-
стемы, т. е. линейные размеры отдельных элементов и. их взаим-
ное расположение в контуре данного полюса и относительно эле-
ментов соседних полюсов;
б)	наибольшая расчетная величина тока, которая обычно при-
нимается равной заданному амплитудному значению предельного
сквозного тока короткого замыкания.
Линейные размеры Й относительное расположение токоведущих
частей, как указывалось выше, при заданной конструктивной схеме
ориентировочно устанавливаются на основании данных расчета
общей электрической изоляции выключателя с учетом предпола-
гаемых конструктивных размеров дугогасительных устройств, при-
водного механизма и др.
При относительно большом расстоянии между полюсами вы-
ключателя, особенно на напряжение ПО кв й выше, взаимное
электродинамическое влияние токоведущих систем соседних по-
люсов невелико, и им обычно пренебрегают. Поэтому электроди-
намический расчет таких выключателей ведется с учетом взаимо-
действия токоведущих элементов только контура одного из полю-
сов выключателя.
В выключателях на 35 кв и ниже при расчете должно прини,
маться во внимание электродинамическое взаимодействие токове-
дущих элементов как контура данного полюса, так и элементов
соседних полюсов при двухфазном коротком замыкании. Кроме
того, в этих случаях на величину электродинамических сил более
существенно могут влиять форма и размеры поперечного сечения
токопроводов, что необходимо учитывать при расчете.
56
з-з. ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПЛОСКОГО ТОКОВЕДУЩЕГО
КОНТУРА, СОСТАВЛЕННОГО ИЗ ПРЯМОЛИНЕЙНЫХ ОТРЕЗКОВ
ПРОВОДОВ
Для расчета электродинамических сил в токоведущей системе
рассматриваемого вида Могут применяться различные инженерные
аналитические методы, основанные на использовании приведенных
выше исходных соотношений [см. уравнения (3-3), (3-4), (3-5),
(3-8)]. Вместе с тем практика показывает, что во многих случаях
наиболее рациональными и наглядными являются графо-аналити-
ческие методы, а также численные методы, основанные на приме-
нении уравнения закона элек-
тромагнитных сил и уравне-
ния закона Био-Савара — Лап-
ласа.
Ниже кратко рассматри-
вается сущность этих методов
и приводятся примеры прак-
тического их применения.
Метод построения эпюра
[33, 52]. Согласно уравнению
(3-4), в плоской системе двух
проводников (рис. 3-3) /1 и /г
соответственно с токами Л и г2
магнитная индукция поля в
точке Мх, создаваемого эле-
ментом тока tidy, может быть
рассчитана по уравнению
dBx —	х —
3
. 4л г2	V 1
Рис. 3-3. К расчету электродинами-
ческого взаимодействия между дву-
мя прямолинейными токоведущими
отрезками
где а — угол между направлением тока в элементе dy и радиусом-
вектором г; г — длина радиуса-вектора, направленного от dy
к точке Мх, м; po=4n-10-7 гн/м.
Сила взаимодействия двух элементов тока iidy и i2dl2 в точке
может быть найдена из уравнения (3-3):
d2Fx = i2dl2dBx = -И2- i^d^ sin а =	dl2 sin а da, (3-10)
где х — длина перпендикуляра, опущенного из точки Мх на воз-
действующий отрезок (в данном случае отрезок АВ).
Электродинамическое действие проводника h с током ч на эле-
мент тока i2dlfr определится в результате интегрирования (3-10)
по углу а, т. е. ..
dFx ~	Nnada^ -^(coscq-cosa,). (3-11)
57
При токах равной величины (ti = t2=/)	/,
Jisil = А = А10“7, н;
J 4 л
dFx = (cos	— cos а2) dl 2> Н*	(3-12)
Интенсивность электродинамической нагрузки в точке Л4Ж
fxl =	= A cosav^LgK = АКк?нГм,	(3-13) 
dlt	х
где
Коэффициент контура Кк зависит только от его геометриче-
ских параметров.
Для получения значений fXi в кгс!см величина А должна быть
взята равной А = 1,02 * 10-8/2, кге, а расстояние х должно быть вы-
ражено в сантиметрах.
Вектор fxi направлен перпендикулярно направлению тока
в точке Мх.
Уравнение (3-13) позволяет рассчитать интенсивность электро-
динамической нагрузки для любой точки Мс- Для этого . на рас-
считываемом отрезке CD произвольно намечаются точки Mxi, к ко-
торым от концов воздействующего отрезка АВ проводятся лучи
Гц и Г2ь как показано на рис. 3-4, и измеряются соответствующие
им углы ан и azi, которыми и определяются .значения коэффи-
циента контура Кк для уравнения (3-13). -
Огибающая векторов fXi дает нам эпюр распределения элек-
тродинамической нагрузки вдоль рассчитываемого, отрезка.
58
Величина суммарной электродинамической силы может быть
найдена по уравнению
Fm — tnnS0,	(3-14)
где So — измеренная площадь эпюра; т—масштаб интенсивности
нагрузки; п — линейный масштаб.
Вектор суммарной силы направлен перпендикулярно оси про-
водника и проходит через центр тяжести площади эпюра.
Таблица 3-1
Формулы для расчета интенсивности электродинамической нагрузки
-я к
flx — 1,02-10 8-------, кгс/см
к rt
fix = 1,02-IO"8
X \	,
ь \	/
-----1, кгс/см
rd
1. При а1<л/2, аа>л/2
1,02-10—8 — I— !-
X \ га
, Ь\
-— , кгс/см
Г1)
2. При Oi>n/2, ag>n/2
Ь\
----, кгс/см
rj
гг
'59
В том случае, если необходимо определить суммарные силы, £
относящиеся к отдельным участкам рассматриваемого токопро- •
вода, полученный эпюр делится на части, соответствующие этим ’
участкам, для которых определяются относящиеся к ним суммар- \
ные силы по уравнению (3-13).
Рассмотренный графо-аналитический метод применим также и
для случая пространственного расположения элементов токоведу-
щего контура.
При параллельном или перпендикулярном взаимном располо-
жении двух отрезков расчет по уравнению (3-13) существенно .
упрощается.
В случае параллельных отрезков, согласно рис. 3-3, x=s=const; *
cos cii—h/r^ cos (л — аг) = (4 — h) /г2, следовательно,
f A f fi । 4 — fi \
',A — ~	’
В случае расположения проводов под прямым углом
(3-15)
В табл. 3-1 дается сводка формул для расчета интенсивности
электродинамической нагрузки при различном взаимном располо-
жении проводов.
При числе отрезков в контуре более двух для расчета интен-
сивности нагрузки применяется принцип суперпозиции: расчет
производится попарно для каждого из отрезков, векторы интенсив-
ности нагрузок для отельных точек вдоль оси каждого из них^
суммируются (алгебраически в случае плоского контура), т. е.,
например, для контура (рис. 3-4), составленного из трех отрезков,
будем иметь'
^11 — ^2/1 "I" ^3/1’ ^21 — ^1/2 "Ь ^3< — ^1/3 "Ь ^2/3’	(3'17)
где 1г/1 — интенсивность нагрузки, обусловленная электродинами-
ческим воздействием тока второго провода на рассматриваемый '
первый провод, и т. д.; fи — суммарный вектор интенсивности на- ;
грузки в некоторой точке на оси рассматриваемого, первого, "
провода.
Графо-аналитический метод расчета коэффициентов контура
[52]. Для случаев когда требуется найти только результирующие
значения электродинамических сил в прямолинейных проводах,
наиболее рациональным является метод расчета, предложенный
Г. Б. Холявским [52].
Сущность этого метода заключается в том, что уравнения для
расчета коэффициента контура для различных случаев распо-
ложения прямолинейных отрезков проводов приводятся к виду
простых обобщенных соотношений между характерными геометри-
ческими параметрами.	'
60
Так, например, в общем случае параллельного расположения
двух прямолинейных отрезков (рис. 3-5, а) коэффициент коптура
рассчитывается по уравнению
<3-18)
из которого следует, что коэффициент контура параллельных от-
резков равен отношению разности между суммой диагоналей d и
суммой боковых сторон s трапеции, построенной на этих отрезках,
к расстоянию между отрезками вне зависимости от их длины и от-
носительной удаленности концов.
Для случая расположения прямолинейных отрезков па одной
плоскости под прямым углом (рис. 3-5, б) .коэффициент контура
js ________i_ № I ^it) № I-
(S1+Slt)(s, + S!!i) ’
(3-19)
61
где di, dz и Si, Sz — соответственно диагонали и боковые стороны
четырехугольника, построенного па рассматриваемых отрезках; .$
da и dzz — проекции диагоналей соответственно di и dz па направ- ;
ление воздействующего отрезка; s12 и s22 — проекции боковых сто-
рон на направление воздействующего отрезка. В рассматриваемом ’
случае diz=Siz=b‘, dzz—Szz—lz+b.	?
' Из построения, приведенного на рис. 3-5, в для этой же си- -
стемы отрезков, видно, что отношение параметров уравнения
(3-19) можно преобразовать следующим образом:
4 dl2) + dM) = BE LM = М Е
(*i + s12) (s2 + s22) KE BF KE
Рис. 3-6. Схема токоведуще-
го контура бакового масляного
выключателя
Рис. 3-7. К расчету электродинами-
ческих сил в контуре масляного вы-
ключателя
При этом формула для расчета коэффициента контура прини-
мает более простой вид:
=		(3'20)
Ниже дается пример расчета графо-аналитическим методом
электродинамических сил, действующих на отдельные части токо-
ведущего контура бакового масляного выключателя.
На рис. 3-6 дана схема токоведущего контура бакового масляного вы-
ключателя па 110 кв с указанием размеров и взаимного расположения от-
дельных элементов.
Расчет ведется исходя из амплитудного значения тока /т=49 000 а. При
расчете определяются:
62
а)	распределение и суммарная величина электродинамической нагрузки для
отрезка 2 (контактная траверса) при электродинамическом взаимодействии
с отрезками 1 и 3;
б)	то же для отрезка 1 при электродинамическом взаимодействии с от-
резками 2 и 3.	v-	'
При расчете нс учитываются электродинамические силы в углах контура,
т. е. вблизи мест перехода тока из одного элемента в другой на расстоянии,
равном радиусу токоведущего стержня, в данном случае 2 см.
На рис. 3-7 приведены графические построения, результаты которых све-
дены в табл. 3-2, 3-3 и 3-4. В этих же таблицах даны расчеты интенсивности
нагрузки вдоль отдельных частей контура на основании приведенных в табл.
3-1 формул.	/
На рис. 3-7 построены эпюры нагрузки, графическое интегрирование ко-
торых даст значение суммарных сил. Векторы этих сил также показаны на
данном рисунке.
По картине распределения нагрузки вдоль стержня и по значениям сум-
марных сил можно определить моменты сил относительно любой точки за-
делки стержней, а затем установить необходимую механическую прочность
изолятора и жесткость каждого из стержней.
Численный метод расчета. JB этом методе каждый из провод-
ников, имеющих, например, плоскую'криволинейную форму и ле-
жащих в одной плоскости, представляют в виде совокупности не-
которого числа прямолинейных конечных малых отрезков А/. При
этом принимают, что вдоль каждого из отрезков действие и на-
правление электромагнитной силы остаются неизменными; основ-
ными характеристиками каждого из элементов являются его
длина и направление тока (или направление тангенциального век-
тора Alj и Д12). Общим параметром для рассматриваемой системы
является расстояние |г| между находящимися во взаимодействии
элементами соседних проводников.
В этом случае, согласно уравнению (3-1), уравнение для рас-,
чета вектора элементарной силы, действующей на р-й элемент
длиной dlz с током h проводника /2, обусловленной током Ц в <?-м
элементе длиной rf/i проводника /ь
\	~ Но ; ; dl2 X [^liar]	zqoix
может быть представлено в виде уравнения в конечных малых
отрезках:	.
'	(3-22)
В этих уравнениях ij и /2 — токи в проводниках соответственно
/t и /2; Цо = 4л* Ю7, гн/м-, dh и dl2 или ДЦ и Ah — векторы, ха-~
растеризующие длину отрезка и направление тока в каждом из
них; аг — единичный вектор, направленный от средней точки tn
(рис. 3-1) отрезка dli к средней точке отрезка dl2; г—расстояние
между элементами dli и dl2.
Каждый из этих векторов может быть представлен, согласно
рис. 3-1, в виде .
Д1, = (Хц •— XJ6) 1 + (Kji — К16) j 4- (Zu—Zlb) k;	(3-23)
Д12 = (Х2г — X26) i + (Y21 — Y J (-^ — ^26) k;	(3-24)
•t 63
Таблица 3-2
Расчет электродинамического воздействия отрезка / на отрезок 2
Геометрические параметры и расчетные формулы	Номер точки									Схема
	/ |	2 | S |	4 |	5 |	(> |	7 |	8 |	0									
X, СМ	2	6,35	10,7	15,05	19,45	23,8	28,2	32,6	3,7	ГЛ V V \ WK % 1
b, СМ	3	4	5 >	6	7	8	9	10	11	
Г1, СМ	152	152,5	154	156	157	159	161	162	164	
r2t см о	3,8	7	11	16	21	26	30	34	39	
			 01 +	1	1	1	1	1	1	1	1	1	
Ь/г9	0,8	0,57	0,45	0,38	0,33	0,31	0,3	0,29	0,28	
А 1.02-10-8. — 		/2, кгс/см X	X	12,1	3,8	2,3	1,6	1,25	1,0	0,86	0,74	0,65	
A [lx -\~	b	Ь\ — _*	i	кгс/см X \ rt	Л>/ ж «г	2,42	1,63	1,27	1,0	0,68	0,65	0,6	0,52	0,48	
Таблица 3-3
Расчет электродинамического воздействия отрезка 2 на отрезок 1
Геометрические параметры и расчетные формулы	Номер точки	>										Схема	
		2	3	1 4 '	1 5	6	7	1 8	1 9	1 10		
X, СМ	2	11,1	20,2	| 38,5 ।	| 56,8 1	75	93,2	111,5	129,7	148	XJ	
Ь, см	-2	4,12	6,2	10,5	| 14,8	19	23,3	27,5	31,8	36		
гх, см	38	41	46	60	75	92 .	110	128	146	164		
‘г2, см	3	12,3	21,8	40,5	59,8	78	96,8	115,5	134,8	153		
(!*	0,97	0,95	0,9	0,76	0,66	0,59	0,53	0,48	0,45	0,43		
Ь/г2	0,66	0,33	0,29	0,26 1	0,26 j	0,245	0,24	0,238	0,236	0,234		
												р |, ^ т
А 1,02.10-8,, —		/2, кгс/см X	X	12,1	2,18	1,2	0,63	0,43	0,32	0,26	0,22	0,18	0,16		
												г
А (1^— Ъ Ь\ — 1 ——	), кгс/см <*\Г1	г2/	3,75	1,64	0,73	0,315	0,175	0,11	0,075	0,055	0,04	6,03 ,		
Таблица 3-4
Расчет электродинамического воздействия отрезка 3 на отрезок 1
Геометрические параметры »	и расчетные формулы	Номер точки										Схема
	' 1	2 1	3	4	5 1	б 1	7 |	8	9 1	10	
X, СМ	40	44	48	56	64	72	80.	88	96	104	V/ \ / J / 1 /
Ь, СМ	—9	0	8	25	42	59	76	92	ПО	126	
гх, см	40	45	49	Л 60	75	92	ПО	127	145	163	
г %, см	163	156	150	136	125	115	108	105	104	103	
	0,98	0,96	0,95	0,92	0,86'	0,79	0,68	0,55	0,38	0,23	
Ыгх	—0,22	0	0,16	0,42	0,56	0,64	0,69	0,72	0,76	0,77	
— = 1,02-10“8 /2, кгс/см X	0,6	0,55	0,5	0,43	0,38	0,34	0,3	0,27	0,25	0,23	
Я (1* — Ъ , Ь\ — J	«. — , кгс/см х\г2	гг)	0,45	0,53.	0,56	0,57	0,54	0,48	0,41	0,34	.0,28	0,25	
Г ~ (^2m — % Im) > + (^2ф — Yim) J + (^Sm %1т) к» (3-25)
ar = r/r;	(3-26)
r = | r | = ]/ (X2m — Xlm)2 + (У2т - Ylm? -h (Z2m - Zlm)2. (3-27)
В этих уравнениях: i, j, к — единичные векторы соответственно
вдоль осей X, У и Z; Хц, .... Z\b — координаты начальной и-ко-
печной точек для каждого отрезка ДА; Хц, Z^— координаты
начальной и конечной-точек каждого отрезка Д/2; Xlm, Zlm и
X2m, •.Zzm — координаты средних точек отрезков ДА и Д/2.
Уравнение для расчета суммарной силы, выраженное в конеч-
ных малых отрезках, может быть представлено в виде
=	' (3’28)
Л ьг
Число конечных отрезков обычно может быть небольшим, оно.
берется таким, чтобы величина Д/i или Д/2 составляла около по-
ловины наименьшего расстояния между осями проводников, т. е.
ДА=Д/2~г/2.
Приведенные уравнения применительно к конкретным системам
проводников могут быть запрограммированы для выполнения рас-
чета с помощью ЭВМ. При этом в программу вводятся линейные
параметры рассматриваемой системы, такие, как линейные раз-
меры, величина тока, относительное направление тока, расстояние
между проводниками.
3-4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ЧАСТЕЙ ТОКОВЕДУЩЕГО КОНТУРА
Тепловой расчет токоведущего контура составляют расчеты
тепловых процессов, которыми определяется степень нагрева otz
дельных токоведущих частей и контактов при различных условиях
работы выключателя.
При разработке токоведущих систем выключателей основными
являются следующие расчеты:
а)	расчет нагрева токоведущих частей номинальным током
при длительной работе;
б)	расчет кратковременного нагрева токоведущих частей то-
ками короткого замыкания (расчет на термическую устойчивость
при сквозном токе короткого замыкания);
в)	расчет контактных систем на нагрев номинальным током
при длительной работе;
г)	расчет контактных систем на устойчивость при сквозном
токе короткого замыкания.
В ходе этих расчетов должны быть найдены наиболее рацио-
нальные основные размеры и конструктивные формы отдельных
частей контура, при которых может быть обеспечена нормальная
их работа. без превышения температуры нагрева сверх установ-
ленных нормами пределов.
67
Таблица 3-5
Нормы нагрева частей аппаратов высокого напряжения
при длительной работе (ГОСТ 8024—69)
Наименование частей аппаратов и КРУ	Наибольшая допу- стимая температура нагрева, VC		Превышение темпе- ратуры над темпе- ратурой окружаю- щего воздуха 4-35 С, град	
	в воздухе	в масле	в воздухе	в масле
1. Токоведущие (за исключением контактных соединений) и нстокове- дущие металлические части, не изоли- рованные и не соприкасающиеся с изоляционными материалами . . . .	120		85	
2. То же, но соприкасающиеся с трансформаторным маслом 		__	90		55
3. Токоведущие и нетоковедущие металлические части, изолированные или соприкасающиеся с изоляционны- ми материалами, а также детали из изоляционных материалов. При изоля- ционных материалах классов *нагрево- стойкости (по ГОСТ 8865—58):	80		45	
Л		95	90	60	55
’ Е		105	90	60	55
В, F, Н и С		120	90	85 	55
4. Масло трансформаторное в верх- нем слое: а) при использовании в качестве ' дугогасящей среды ..♦.**			80		45
б) при использовании только в в качестве изолирующей среды ....	—	90	—	55
Таблица 3-6
Предельные допустимые температуры кратковременного нагрева
токоведущих частей токами короткого замыкания
Наименование частей аппарата	Предельно допустимые температуры при к. з., СС, для		
	меди	алюминия	стали
1. Токоведущие и нетоковедущие металли- ческие части, изолированные или соприка- сающиеся с изоляционными материалами. При изоляционных материалах классов: Y и А	:	  .	250	200	250
Е, В, F, Н и С		300	200	400
2. Голые токовсдущие части, погружен- ные в трансформаторное масло 		250	- 200	250
3. Голые токоведущие части, погруженные в компаунд 		200	200	200
4. Голые токоведущие части, расположен- ные в воздухе (медь и латунь)		300	200	—
68
Кроме указанных, при разработках может проводиться ряд
специальных расчетов, например, расчет нагрева токовсдущих
частей выключателей при различного рода пусковых режимах,
расчет шунтирующих сопротивлений дугогасителей, расчет на-
грева нетоковедущих частей конструкции дугогасителей и др.
В основу тепловых расчетов токопроводов берутся нормы ГОСТ
8024—69 и ГОСТ 687—67. Данные этих ГОСТ приведены
в табл. 3-5 и 3-6.
Заданными исходными данными для этих расчетов являются:
а) номинальный ток выключателя;
б)	ток термической устойчивости;
в)	амплитуда предельного сквозного тока короткого замыкания;
г)	данные, характеризующие предполагаемые условия охлаж-
дения;	.
д)	данные о цикле АПВ выключателя;
с) дополнительные данные, отражающие специальные требо-
вания к выключателю в отношении нагрева (тропическое исполне-
ние, специальные способы охлаждения и др.).
3-5. ОСНОВЫ МЕТОДОВ РАСЧЕТА НАГРЕВА ТОКОВЕДУЩИХ ЧАСТЕЙ
Практические методы тепловых расчетов токоведущих частей
электрических аппаратов (в том числе и выключателей.) основы-
ваются на 'решении уравнений теплопроводности для заданных
условий внутреннего тепловыделения в отдельных элементах, не-
посредственного взаимного теплообмена и теплообмена с окружаю-
щей средой [34, 49].
При протекании ‘тока в токоведущем контуре процесс тепло-
проводности в объемах отдельных токоведущих элементов проис-
ходит при наличии внутренних источников тепла, обусловленных
активными потерями электрической энергии.
В данном случае уравнение баланса энергии для некоторого
рассматриваемого объема V нагреваемого тела имеет вид:
Ссу— dV — fdiv(Xgrad^)dV+ [qdV, (3-29)
J	ot J	J
V	V	V
где c — удельная теплоемкость, вт-сек/(г-град); у — плотность ве-
щества,' г/см3\ К—коэффициент теплопроводности, вт/(см - град);
О — температура, °C.
Второе слагаемое правой части характеризует количество
тепла, выделяющегося в рассматриваемом объеме в единицу вре-
мени. Подынтегральная функция q в общем виде может быть
представлена функцией геометрических координат и времени, т. е. .
q~f(x, у, z, t), вт/см3; она характеризует напряженность (интен-
сивность) источников тепла, непрерывно распределенных по ка-
кому-то закону в рассматриваемом объеме, в какой-то момент
времени.
Уравнения теплопроводности, следовательно, в общем виде
могут быть представлены :ч '
69

а)	в прямоугольной системе координат
су(х, у, z, t)-^- = 'k(x, у, z,	q(x, у, г, /);	(3-30)
at
б)	в цилиндрической системе координат
~Цг, t) 4"
' дг
Л2Л	»;
+ %(г, /)~--{-//(г, z,/). (3-30а)
02-
и граничных
Решение данных уравнений в виде (х, у, г, I) может быть |
выполнено на основании принятых начальных
условий.
Первые характеризуют температурное поле и
собственных источников, внутри рассматриваемой
распределение f
области и на 1
граничных поверхностях в начальный момент времени, вторые
(граничные условия) характеризуют геометрические параметры
данной области, а также условия теплообмена граничных поверх-
ностей с окружающей средой и с внешними источниками тепла.
Как правило, при решении данных уравнений предполагают, что
внутри рассматриваемой области температура является непрерыв-
ной функцией геометрических координат и времени; непрерывны
также и ее первая производная по времени, первая и вторая про-
§
3
изводные по геометрическим координатам.
Начальные условия, например, для прямоугольной системы ко- д
ординат представляются как О(х, у, г. 0) —f (х, у, z); q(x, у. z, 0) = 1
=fi(x, У> 2), решение должно удовлетворять условию Пгп('в,)=
/-*0	,	5
= f(X,y, Z).	.
При условии равномерного распределения температуры внутри «
тела в начальный момент времени имеем О(х, у, z, 0) =fhp*const,
где Он — начальная температура тела.	|
Граничные условия должны соответствовать предполагаемым 1
способам нагревания и охлаждения отдельных частей или всей *
поверхности рассматриваемого тела. Существуют три характер- ’
ных вида граничных условий.
1.	Граничные условия первого рода: Оп = ф(х, у, z, t). Ими за-
дается распределение температуры Оп по поверхности тела в лю- :
бой момент времени.	
2.	Граничные условия второго рода: Фи=ф1( х, у, z, t). Ими '
задается тепловой поток Фп, входящий в объем рассматриваемого
тела или выходящий из него, для отдельных частей граничной
поверхности, для любого момента времени.
3.	Граничные условия третьего рода: задается условие тепло-
обмена между отдельными частями или всей граничной поверх-
ностью рассматриваемой области с окружающей средой, обла-
дающей некоторой температурой О0 при заданных условиях теп- '
лоотвода, для отдельных моментов времени. Если при этом в ос-
нову оценки теплоотвода с поверхности положить закон Ньютона,
70
то граничное условие третьего рода для случаев теплообмена
с жидкой или газообразной внешней средой может быть представ-
лено следующим образом:
Фп1 = -Ч-?-) ОоЬ
где ФП1—тепловой поток, отнесенный к единице поверхности и
единице времени, вт1см2\ ka— коэффициент теплоотдачи с нагре-
той поверхности, вт/(см2'град)- бц— температура охлаждаемой
поверхности.
В общем случае граничные условия третьего рода могут ме-
няться во времени, поскольку коэффициент теплоотдачи может
изменяться с изменением температуры во времени.
Методам решения уравнений теплопроводности посвящен ряд
фундаментальных работ в области прикладной математики и теп-
лофизики (37, 39, 42, 46 и др.].
Вследствие изменения теплофизических свойств теплопроводя-
щих сред с изменением температуры, а также температурной за-
висимости коэффициента теплоотдачи с граничных поверхностей,
строго говоря, процессы теплопередачи должны описываться не-
линейными уравнениями. Решение их в общем виде во многих
случаях встречает непреодолимые трудности. Поэтому в настоя-
щее время в практике инженерных расчетов процессов нагрева,
в частности нагрева частей электрических аппаратов, пользуются
упрощенными методами, основанными на теории линейных урав--
пений. Подобная «линеаризация» соответственно требует приня- •
тия ряда допущений (упрощения расчетных предпосылок), кото-
рые могут сводиться к следующему.
1.	Решение уравнений нестационарных (переходных) процес-
сов нагрева &(%, у, z, t) в общем виде находят при независимых
от температуры теплофизических константах теплопроводящей
среды, имеющих некоторое усредненное значение.
2.	При расчете переходных процессов нагрева области, равно-
мерно нагреваемой по всему объему, принимают или линейную
зависимость' удельного сопротивления материала и его удельной
теплоемкости от температуры, т. е. р=ро(1 + аФ); с=со(1+ ₽б),
или во многих случаях принимают их не зависящими от темпера-
туры и имеющими.некоторые усредненные значения, т. е. р=рСр= .
=const и с=Сер—const.
3.	В граничных условиях третьего рода принимают линейный -
закон Ньютона, при этом для всей поверхности тела или отдель-
ных ее частей берут усредненные численные значения коэффи-
циентов теплоотдачи.
4.	Принимают упрощенные физические модели рассчитывав- '
мых систем.
5.	По возможности ограничиваются частными случаями реше-
ния данных уравнений.
Весьма важным обстоятельством в тепловых расчетах токо-
проводов является то, что их осевая длина в большинстве случаев
71
значительно больше основных размеров поперечного сечения.л
Кроме того, при высокой теплопроводности применяемых провод-
никовых материалов относительный перепад температуры в пло- .j
скости поперечного сечения составляет обычно не более долей |
процента, если плотность тока (следовательно, и внутренние источ-j
ники тепла) распределена по сечению более или менее равномерно |
(отсутствие резко выраженного влияния поверхностного эффекта |
и эффекта близости). Такое выравнивание температуры по сече- )
. нию при обычных способах охлаждения поверхности может быть *
даже у токопроводов, имеющих большое по величине и сложное 4
по форме сечение, например угловое, тавровое, двутавровое и др. 4
Все это позволяет большинство задач расчета нагрева токопро-
водов сводить к одномерным задачам теплопроводности, решение <
которых в общем виде представляется уравнением вида 0(х, t),
характеризующим изменение температуры по оси токопровода во j
времени при тех или иных заданных граничных и начальных уело- j
виях. Граничные условия, разумеется, также одномерны.	!
Интенсивность внутренних источников тепла при нагреве по- ,
стоянпым током может быть принята равнораспределенной по
каждому из сечений Fx и по величине равной некоторой усреднен- Г
пой величине:	i
<7сР = Ро (1 + «<>) = /2 (х, t) Ро (1 + <*&)-	(3-31) 5
Выравнивание температуры по сечению определяет также и '
условие равномерного распределения температуры по периметру
рассматриваемых сечений. Более того, при неодинаковых условиях з
теплоотдачи с поверхности токопровода по периметру сечения1
обычно принимают усредненную величину коэффициента тепло-
отдачи для поверхности по всему периметру, величина которого
может быть найдена по уравнению
п	п
М*)= W
(3-32) <л-
1
где ki — коэффициент теплоотдачи для части периметра Sf, '
вт/(см2-град); Si — размер i-й части периметра рассматриваемого !
сечения токопровода, см.
При расчете нагрева токопровода, расположенного рядом
с другими токопроводами, имеющими одинаковую с ним темпера- •
туру, применяется усредненная приведенная величина коэффи-
циента теплоотдачи, которым учитывается взаимное тепловое
. влияние за счет изменения в данном случае условий теплоотдачи .
путем лучеиспускания. Эта приведенная величина, например, для
, одной пары параллельно расположенных токопроводов может .
быть найдена по уравнению	' J
knp = (kS — ksH)IS, .	(3-33)'
где k — усредненный коэффициент теплоотдачи с поверхности ]
уединенного провода; S — периметр сечения; ^ — коэффициент
72
теплоотдачи, обусловленный излучением; Н — взаимная поверх-
ность излучения.
Величина ks может быть рассчитана по уравнению
_ 5,7es Г / __Г_у _ I _go_y 1 —™—	(3-34)
Т—Тй [\ 1000 ) V 1000 ; J см?град,
где £« — коэффициент черноты; Т=Ф4-273— температура нагрева
токопровода, °К.
Численные значения Н могут быть найдены из следующих ‘
уравнений [32]:
а)	для двух параллельных токопроводов круглого сечения
диаметром d, с расстоянием между их осями s
Я =s(/I^TD5 4-DarcsinD—.l),	(3-35)
rpfi'D=d/s;	5	*
б)	для системы из двух параллельных плоских полос (рис. 3-8)
одинаковой ширины Ь, с расстоянием между ними s
/7 = s(/TT^ —1).	(3-36)
гдеЛ=6/з.
При нагревании токопроводов переменным током вследствие
влияния поверхностного эффекта и эффекта близости распределе-
ние плотности тока, а следовательно, и интенсивности, внутренних
источников q по сечению может иметь резко не-
равномерный характер, что зависит от многих
факторов.
Общее точное решение задач теплопровод-
ности применительно к расчету нагрева токо-
провода переменным током в ряде случаев
встречает непреодолимые пока трудности. По-
этому в таких случаях при решении практиче-
ски! задач принимается ряд упрощений.
-В частном случае нагрева переменным сину-
соидальным током с частотой w=2nf токопро-
' вода, сечение которого равно сечению, относя-
щемуся к поверхностному слою, имеющему оп-
тимальную толщину [43]
Д = (1,3 -4- 1,5) z0, мм,	(3-37)
или меньше его, где z0 = V2/(<врц0а) —глубина проникновения пло-
ской электромагнитной волны, мм\ ццо — магнитная проницаемость
материала провода, в-се«/(а*лл<); а — удельная электропровод-
ности, 1/(ол-лле), условия нагрева токопровода могут быть при-
няты такими же, как и при постоянном токе, т. е. допускается -
условие выравнивания температуры по сечению и по периметру
сечения и соответственно усреднение величин q и k.
В других случаях, когда распределение плотности тока по
сечению носит резко неравномерный характер (большое по раз-
мерам сечение, сложный профиль, расщепленная конструкция
73
Рис. 3-8. К рас-
чету нагрева рас-
щепленного то-
токопровода и др.), упрощение задачи сводится к тому, что усред- 7^
пенная величина интенсивности внутренних источников тепла при- |
нимается постоянной, но численно равной	ч
Qx ср =	(3-38) $
где <7хо=/*срРо(1+а<>)—интенсивность источников тепла при по- J
стоянием токе или при эффективном значении усредненного по •.]
всему сечению переменного тока; ixw=IJFx, ajcM2-, кл=Я /Ro> 1 — '
коэффициент добавочных потерь; ТсГТ 7?0 — электрическое актив- |
ное сопротивление рассматриваемого участка проводника соот-
ветствеино при переменном и при постоянном токе.	!
При однофазном переменном токе коэффициент добавочных £
потерь в общем случае может быть представлен в виде суммы: <
&д=Яп+£б, где ka — коэффициент поверхностного эффекта; ka— 1
коэффициент близости. Данные о численных значениях этих коэф- *
фициентов приводятся в литературе [43, 55].	.i
Уравнение теплопроводности (3-30) при одномерном потоке .
имеет общий вид:	’
(3-39)
Левая часть уравнения характеризует переходный процесс
в узкой области-рассматриваемого сечения Fx, вызванный тепло- I
вым неравновесием. Первый член правой части уравнения указы- J
вает на наличие уравнительного теплового потока, направленного >
по оси х, обусловленного перепадом температуры. Наличие этого ;
члена характеризует рассматриваемую систему как неоднородную; ?
в тепловом отношении.“Уравнительные потоки в токоведущих си- g
стемах электрических аппаратов могут быть обусловлены рядом
факторов.	5
В практике тепловых расчетов, в зависимости от геометриче- !
ских параметров, вида теплового воздействия тока и от условий >
теплообмена с окружающёй средой и с соседними участками то-
коведущего контура, приходится иметь дело с теми или иными
частными случаями, к которым соответственно относятся приве- *
денные ниже исходные уравнения.
1.	Установившийся процесс нагрева однородной токоведущей f
системы. Этому случаю соответствуют условия: dtydt=0; <32Ф/<Эх2=0, &
и уравнение (3-39) принимает общий вид:	1
(»-♦.)= о-	<3-40) I
.	.	1
2.	Установившийся процесс нагрева неоднородной токоведущей •
системы при наличии уравнительного теплового потока. В данном |
случае	следовательно, исходное уравнение имеет вид:
' х +'«р-~ ^ = °: (3'41> ’
74
(3-42)
3.	Неустановившийся (переходный) процесс нагрева однород-
ной токоведущей системы. Этому случаю (д20/дх2 = 0) соответ-
ствует уравнение
01	г
4.	Кратковременный процесс нагрева отдельных участков то-
копровода прп токах короткого замыкания. В этом случае для
любых, даже небольших по длине, участков токопровода процесс
нагрева принимается адиабатным, для которого справедливы ра-
венства:
Следовательно, исходное уравнение принимает вид:
или
dt _ ix Ро (1-1 а»)
di У co (1 —₽»)
5.	Кратковременный нагрев проводника . при наличии па по-
верхности торца высокоинтенсивного источника тепла (например,
электрической дуги). В этом случае принимаются условия:
\ дх2 Jx^O
тогда уравнение (3-39) перепишется в виде:
д» _ 1 д2&
Z dt ~ СУ дх2
. (3-43)
(3-44)
3-6. ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ ТОКОПРОВОДОВ НА НАГРЕВ ТОКОМ ПРИ
ДЛИТЕЛЬНОЙ РАБОТЕ
Расчет токопровода, не имеющего изоляционного покрытия.
При расчете может быть та или иная постановка задачи.
1.	Определить допустимый ток длительной нагрузки при задан-
ной величине превышения температуры О — Оо и заданных осталь-
ных исходных данных.
2.	Определить величину превышения температуры токопровода
при заданной величине тока длительной нагрузки и заданных
остальных исходных данных.
3.	Найти размеры поперечного сечения токопровода при за-
данной величине тока длительной нагрузки и заданной допусти-
мой величине превышения температуры, при заданных остальных
исходных данных (ро, k, F, S и кя).
Соответственно этому исходное уравнение (3-40) приводится
к виду расчетных формул.
75
1. Постоянный ток
feSF(a —%) ,
переменный ток
Ро(1 та»)
(3-45)
kSF (а — .%)
2. Постоянный
ток
р0(14-аа)£д
(3-46)
переменный ток
_ I2p<J(kSF) +	.
°	l-I*(w!(kSF)'
(3-47)
$ _ р = /aPoW(feSF) + %
0	1 — Z«poa^/(£SF)
3. Уравнение (3-40) решается относительно произведения SF
и после преобразования приводится к виду:
для токопровода круглого се-
с диаметром d при постоянном
(3-48)
а)
. чепия
токе
Рис. 3-9. К расчету нагрева
токопровода, покрытого сло-
ем изоляции
~£1
2?г
111—2?1; (3-49)
(» — <)0)
при переменном токе
+	; (3-50)
(9 — 9o)
б) для токопровода прямоуголь-
ного сечения с размерами сторон а
и b при постоянном токе
-г аЯ)
он^м;<3-5,)
при переменном токе
з
&= 1
-I «8)&д
(3-52)
V 2л(п ^)й(а-а0) '
где п — а/Ь — отношение размеров сторон, которое задается.
Расчет токопровода круглого сечения, имеющего изоляционное
покрытие (рис- 3-9). Если принять, что теплообмен происходит
только в радиальном направлении, расчетные уравнения могут
быть получены на основании совместного решения двух уравнений
для теплового радиального потока, отнесенного к единице длины
рассматриваемой системы:
- а)	Ф1 = 091 — ^о)/^то. вт!см,	(3-53)
1 8
где Rx() =-----+ Rxr— полное тепловое сопротивление пути теп-
^2*^2 ]
лового потока между поверхностью нагретого стержня и окру-
d =
d =
з
1
I
*
i
$
s
1
1

76
жающей средой, отнесенное к единице длины проводника; —
тепловое сопротивление пути потока в слое изоляции (га— п);
^-—коэффициент теплоотдачи с наружной поверхности изоляци-
онного слоя; S2 — периметр по наружной поверхности;
б)	Фх = -ML? Лд t .	(3-54)
где Fj — поперечное сечение токопроводящей части.
Полученные расчетные уравнения имеют вид:

Рис. 3-10. Типичные схемы неоднородных токоведущих систем
Расчеты установившегося нагрева линейных токопроводов при
наличии уравнительных тепловых потоков- На рис. 3-10 даны ти-
пичные для инженерных расчетов модели систем (неоднородных), >
у которых установившийся нагрев происходит при наличии линей-
ного теплового потока Фл=/(х).
Нагрев каждого отдельного i-ro участка вдоль оси провода
может быть охарактеризован уравнением
Ь	+ qi (О) -	($ - М = 0,	(3-57)
ЛХ	г $	ч
где qi и ki зависят от температуры, изменяющейся вдоль оси токо-
провода. Следовательно, строго говоря, это уравнение является
нелинейным, решение его в ряде случаев может представить зна-
77
чительные трудности. Поэтому при решении данных задач при- |
меняют их линеаризацию: по длине отдельных участков припи-
мают за неизменные некоторые усредненные значения и ki, т. с. |
<h (О) = /|Р0 (1 + сР) = <7/ ср = const • ki W ~ kc ср = const> *
где •Q'icp — предполагаемая для данного участка средняя темпера-
тура нагрева.
Следовательно, уравнение (3-57) для какого-либо отрезка
(участка) токопровода приводится к виду:
+	(3-58)’
ах
где
Тепловое состояние отдельных п участков, составляющих токо-
ведущую систему, может быть рассчитано путем решения системы
уравнений вида (3-58), т. е.
dx^i i'2
b^ + b^O-,
dx* 1 z
d2»
*dx*
п% — 0,
при заданных исходных данных (например, /, Fit Sit р0, ki, Ooi)
и заданных граничных условиях. Типичными граничными усло-
виями могут быть:
а)	при относительно большом удалении концов токоведущей
системы как системы, имеющей неограниченную длину,
х =— с©; •Oi = Оу1;	. = 0;
\ dx Jx^OO
Х=со; = О ; МЦ =0,
\ ах /х->к
(3-60)
где Оу 1 и Оу п — соответственно частные решения уравнения (3-58)
для крайних участков токопровода;
б)	при относительно небольшом удалении внешних торцов
крайних участков:
для теплоизолированных торцов
х = 0;	0 = 0^;	= 0;
°	\ dx Jx^Q.
78
Формулы для расчета установившейся температуры нагрева токоведущих систем
Таблица 3-7
Схемы рассчитываемых токоведущих систем	;	Расчетные формулы	ч Обозначения	Примечание
Ъг const
____  .г	/
—^7-------------
F,S,p Б
kSF
t
Ь •
fawnst
г
&Cp
L-l- co
-	’ — -j-  «37
x^u
— (Scp — 0ly) exp( — atx) + &ly;
^2 “ (^cp — ^2y) exp (— ^ix) 4~ ^2y>
(i _ flAy j- &]$2y
cp----7T~h—
ai - <h
oxy= /2pt J- Эо;
feiS1F1
Для каждого
участка прими
маются:
= const
= const
— (^макс — ^iy) ch a^x 4’ ^iy>
^2 “ ~~ (^ly — макс) X
bi
X exp [ — &x (x — x0)J sh atxQ + &2y
ft. — ft	^1У — fyjy
^макс — ^iy------------------------
ch atxQ 4—i- sh
______________________ bi__________
= (^мин — ^iy) ch atx + t}ly;
&2 = $2y	~ (UMHH — 0ly) x
X exp [ — bx (x — x0)J sh axx\
»мИН=81у- ---------?*Х~Ь--------L
ch axXQ t—sh axx0
bl
/7 —площадь поперечного се-
чения токопровода, см2;
S <— периметр сечения уча-
стка I, см;
Pi — удельное сопротивление
материала токопровода
на участке ц ом-см;.
ki — коэффициент теплоотда-
чи с поверхности на
участке i, ет/(см2^град);
I — ток, а;
ji — плотность тока, а!см2;
Оо — температура окружаю-
щей среды, °C.
в Случае теплообмена торцевых поверхностей с окружающей |
средой	j|
х = 0, ,Ф^0 =
х = хп\ Фх_х =—№п(~
п	П	nl rfr
Л'“0
(3-62)
в) для границы двух смежных участков (рис. 3-10,в):
х = 0;	•	(3-63)
\ dx /х^о \ dx Д=о
Следует отметить, что при принятой линеаризации уравнений,
разумеется, применим метод суперпозиции в случае теплового
влияния па процесс нагрева дополнительных (внешних) факторов,
вызывающих повышение температуры.
Формулы для расчета установившейся температуры нагрева •;
однородных и неоднородных токоведущих систем приведены
в табл. 3-7.	.	1
3-7. ПРИБЛИЖЕННЫЙ РАСЧЕТ НАГРЕВА ТОКОВЕДУЩЕГО СТЕРЖНЯ 1
ВВОДА	j
^Передача тепла от токоведущего стержня ввода в окружающую -Д
среду носит сложный характер вследствие сложного строения
(в тепловом отношении) изоляционных покрытий ввода, неодина-
ковых условий теплоотдачи с поверхностней неодинаковых темпе- >
ратур окружающей ср^ды различных частей ввода (пижпяя часть
ввода находится в масле с температурой около 75° С, а верхняя— 
в воздухе) .ТВсе эти обстоятельства побуждают к использованию .
. приближенных методов расчета.
Ниже приводятся такие методы расчета нагрева токоведущего !
стержня маслонаполненного ввода конденсаторного типа масля- ;
ного выключателя (рис. 3-11).
^Можпо предполагать, что тепло от нагретого током стержня '
(в данном случае трубы) передается главным образом в радиаль-
ном направлении. Теплообмен-в осевом направлении между ниж- .
7- ней и верхней частями ввода обусловлен в основном осевой тепло-
проводностью токоведущего, стержня,..а. не._окр,ужающей.£го_ср.едьу .
Вообще говоря, в высоковольтных вводах на напряжение 110 кв Г
и выше, где относительное сечение стержня мало, роль осевых
уравнительных потоков вдоль стержня невелика, что видно из
кривой распределения температуры вдоль стержня высоковольт-
ного ввода выключателя на НО кв, изображенной на рис. 3-12.
В том случае когда сечение стержня велико, а длина мала
(в вводах на большие токи и напряжения 6—10 кв), роль осевого
уравнительного потока может стать решающей.
При тепловых расчетах стержней задача может быть постав-,
лена двояким образом:	t	•
80
а) определить наименьшее допустимое сечение стержня йрй
заданных поминальном токе, строении и размерах изоляции,
а в случае трубчатого токопровода — при заданном наружном его
диаметре;
б) определить максимальную допустимую величину тока дли-
тельной нагрузки токоведущего стержня ввода с заданными'кои-
структивными размерами при заданных условиях охлаждения.
При тепловом расчете новых конструкций вводов приходится
решать задачу в первой ее постановке. При этом следует заме-
тить, что у
вводов на напряжение выше 35 кв токоведущие
стержни выполняются полыми в виде трубы.
В таком случае наружный диаметр трубы оп-
ределяется в ходе расчета электрической изо-
ляции, а в ходе теплового расчета опреде-
ляется площадь поперечного сечения трубча-
того токопровода и отсюда — толщина стенки.
В основу расчета принимаются перечислен-
ные выше исходные данные (см. п. «а») и оп-
ределяются:
а)	минимальное допустимое сечение токо-
ведущей трубы, при котором температура йа-
иболее нагретой ее точки не прев-
зойдет верхнего допустимого пре-
дела;
б)	осевое распределение тем-
пературы вдоль трубы.
, Масло
№75%
Рис. 3-11.
разрез маслонаполненного
ввода выключателя
Схематический Рис. 3-12. Распределение температу-
ры вдоль токоведущего стержня
ввода
Если принять во внимание соображения, приведенные в начале
данного параграфа, можно полагать, что наиболее нагретой точке
стержня будет соответствовать сечение ввода, в котором общий
слой электрической изоляции обладает наибольшим термическим
сопротивлением, и которое находится-в--окружающей среде, имею-
щей наибольшую температуру.
Такой точкой в рассматриваемом вводе (рис. 3-11), очевидно,
будет точка С, расположенная в нижней части ввода, погружен-
ной в масло, нагретое до температуры йо=75°С. Участок токопро-
вода, расположенный в наружной части ввода (верхней), будет
4 г, А, Кукеков	81	 > ,	b
обладать мёньшей температурой благодаря более развитой на-
ружной поверхности фарфора и меньшей температуре окружаю-
щей среды (35°С). Проверка правильности выбора местораспо- ‘
ложения точки С производится при расчете осевого распределения
температуры.
Выделим в месте предполагаемого максимального нагрева (се-
чение С) участок ввода длиной 1 см. Полагая вначале, что тепло
от нагретого стержня передается только в радиальном направле-
нии, для единичного участка рассматриваемой системы, представ-
ленной в разрезе, на
рис. 3-13, можно, напи-
сать уравнение радиаль- :
ного теплового потока
в следующем виде:
^ыакс — 
Рис. 3-13. Поперечный разрез ввода (по
АА — см. рис. 3-11)
Ч 1 г /ч*
1 VI ln(ri+ifri)
2л
i—l
(3-64) j
где ФГ1 — радиальный
тепловой поток единич- '>
ного участка, вт/см-, q = 4
=Оо(1 + аФ) — удельное
объемное сопротивление
материала стержня при -
температуре Ф, ом-см\ 3
F — площадь поперечного <
сечения токопровода, ел2; |
б'макс — температура нагрева токопровода в точке .С, °C; Фп — тем- J
пература наружной поверхности ввода; %,- — коэффициент тепло-
проводиости материала цилиндрического слоя изоляции с ради- I
усами п<г<гг+1; /?,—суммарное тепловое сопротивление. . |
Для рассматриваемого единичного участка справедливо также $
уравнение баланса единичного теплового потока для случая уста-
новившегося. нагрева:
- ’ <1
Фп = (Омаке-0П)//?т = М1'(00-^о), .	(3-65) |
где ka — коэффициент теплоотдачи с поверхности фарфора,
вт/(см2 • град) , Sj—наружный периметр покрышки ввода, см\
Фо—температура окружающей среды (масла), которая при рас-
чете принимается равной 75° С.-	,	.	' Й
Решая совместно уравнения (3-64) и (3-65), исключая при 1
этом Фп, получаем уравнение температуры пагрева рассматривав- *'
. 82
Ml
мой точки токоведущей трубы:
*“" ----Sa-----+*• “ Ла + " “
WAH),,
w +
Соответственно превышение температуры
Л, _____________л _ Лк>мР (^МА О
°	Mi (We—*J)F
(3-66)
(3-67)
На основании данного уравнения по заданной температуре на-
грева может быть найдено минимальное сечение токоведущей
трубы:
ЛА (^макс — »о)
где /ном — заданная величина номинального тока.
Рис. 3-14. К расчету нагрева токоведущего
стержня ввода
Значения коэффициента теплоотдачи и коэффициентов тепло- >
проводности берутся из таблиц справочников или учебников.
Далее найдем распределение температуры вдоль токоведущего
стержня (трубы). Принимаем при этом следующие допущения:
а)	рассматриваем ввод как стержень бесконечной длины
(рис. 3-14), одна часть / которого находится в .среде, имеющей .
температуру боь а другая часть 2—в среде с температурой Оог-
Предполагается также, что /?т1¥=/?тг; Si=/=S2; ^si¥=^s2;
б)	значения Rn, Si и. kSi определяются для точек, в которых...
предполагаются наихудшйе условия теплообмена с окружающей
средой;
в)	на каждом из рассматриваемых участков свойственные ему
удельное сопротивление материала и коэффициент теплоотдачи
остаются неизменными; '
. 4*
83
г)	смежные с токоведущим стержнем элементы токоведущего
контура, например подводящие шины, контакты и т.‘ п., не влияют
на распределение температуры вдоль стержня;
д)	в осевом теплообмене электроизолирующие элементы ввода
не участвуют.
Исходя из последнего условия систему, изображенную на
рис. 3-14, можно еще более упростить. Перепишем уравнение
(3-67) в следующем виде:
О =	.	(3-69)
ksiS,	ksiSt	• л
где nt==Rxik&iSi+i для каждого участках (/ или 2) является не-
которой постоянной величиной.
$02
кэкв2»
$01
1	i	<>(х)	2
		1	F= const 	 .	__i	
Рис. 3-15. К расчету нагрева токоведущего стержня
ввода
На основании уравнедия (3-69) можно написать:
fpF= -1-М/ Ф -<М = nk^Sm = k3KB tSm <М, (3-70)
где ksKBi—nkai — эквивалентный коэффициент; n=S,/(mSm); Sm—
периметр сечения токоведущего стержня.
Таким образом, уравнение (3-67) теплоотдачи от изолирован-
ного стержня мы привели к уравнению, характеризующему тепло-
отдачу с поверхности неизолированного токоведущего стержня не-
изменного сечения, имеющего на отдельных участках некоторый
эквивалентный коэффициент теплоотдачи.
Это позволяет систему, изображенную па рис. 3-14, заменить
бесконечно длинным неизолированным токоведущим стержнем
неизменного сечения, части которого (х>0 и х<0), как показано • 
на рис. 3-15, находятся в различных условиях теплоотдачи с по-
верхности: &oi=tMo2 И Лэкв I &ЭКВ 2.	V
Для рассматриваемых участков 1 и 2 соответственно могут
быть написаны уравнения для установившегося процесса [см. д
уравнение (3-58)]:	\
-	(з-п) J
«4
где
^экв& .	~ _
<h~
&экв	.
——&^4-&! = о,
Лс2
(3-72)
и
здесь
А _ I / ^экв	— 1 / /^Р । ^экв 2$mfy>2
1 И	KF ’	2 V 1 KF
Полные решения уравнений (3-71) и (3-72) имеют
#1 = Лх ехр (ахх) + Л2 ехр (— ахх) -+- flXy,
вид:
(3-73)
где Oij—af/a? —частное решение (устанавливается температура
бесконечно длинного стержня с параметрами первого участка), и
•02 = Br ехр (&хх) + В2 ехр (— &хх) + t>2y,	(3-74)
где
Постоянные коэффициенты этих уравнений находим из гранич-
ных условий;
а)	х = — со; = а|/а| — О1у;
б)	х = со;	= а2у;
в)	х = 0; ' Фх — б'г = ^р-, d^i/dx — dftjdx,
где ОСр — температура на границе двух участков.-
Определив постоянные, находим уравнения температуры для
любых точек 1 и 2 участков стержня. Соответственно
#1 = йХу[1—ехр (— ах|х|)]+0-срехр(— ах|х|);
й2 = й2у [ 1 — ехр (—&х | х |) ]-Мср ехр (—&х | х |);
Л  _ bx9jfy -I flX9Xy
СР-----ЛЬ '
(3-75)
(3-76)
(3-77)
На основании выведенных уравнений может быть построена
кривая $=/(/), подобная изображенной на рис. 3-12.
3-8. ПРИБЛИЖЕННЫЙ РАСЧЕТ ТОКОВЕДУЩЕЙ СИСТЕМЫ КАМЕРЫ
ВОЗДУШНОГО ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ
Упрощенная конструктивная схема камеры дана на рис. 3-16.
Токоведущий стержень находится во внутренней полости фарфо- '
рового цилиндра. Торцевые части системы имеют массивные уча- ;
стки, расположенные вне изолятора. Охлаждаемая поверхность этих
участков обычно сильно развита за счет фланцев, экранов и дру-
гих деталей. Средняя часть токопровода имеет контакт.
 . В данной системе охлаждение расположенного в трубе токо-
ведущего стержня (или трубы) происходит за счет радиального
85
отвода тепла, а также отвода тепла в аксиальном направлении
к торцевым массивным частям.
х Тепло выделяется за счет активных потерь в стержне и в пе-
реходном сопротивлении контакта.
В основу расчета принимаются следующие исходные данные:
За) все геометрические параметры системы, включая размеры
токоведущих элементов;
’ б) максимальный ток длительной нагрузки;
в) теплопроводящие свойства среды;
г) величина контактного переходного сопротивления или ве-
личина теплового потока, отходящего от места контакта.
Искомыми являются:
а)	величина максимальной температуры в месте контакта;
б)	распределение температуры вдоль оси х системы.
Рис. 3-16. К расчету нагрева токоведущей системы ду-
гогаситвля воздушного выключателя
С целью упрощения задачи принимаются следующие допу-
щения:
а)	все коэффициенты, входящие в исходные уравнения <тепло-
вого баланса (3-58), по всей длине каждого из рассматриваемых
участков считаются неизменными;
б)	тепловое влияние подводящих шин не учитывается;
в)	для расчета влияния контакта на картину распределения
температуры применяется метод суперпозиции, т. е. сначала си-
стема рассчитывается без учета контакта, а затем учитывается
повышение температуры, вызываемое наличием контакта.
Ниже рассматривается приближенный метод расчета такой си-
стемы.
Согласно последнему допущению, производим расчет системы
без учета контакта.
Систему считаем симметричной, поэтому будем, рассматривать -
только одну из ее половин, как показано на рис. 3-17, а. Следо- -
вательно, рассматриваемая система имеет два участка 1 и 2, из .
которых первый находится внутри изолятора.
Упростим уравнение теплоотдачи с поверхности участка 1 -
токопровода.	£
й
86
Принимая теплоотвод радиальным, на основании уравнения
(3-70) можно написать
W	- О0) =	- *о) >	(3-78)
где kaK1li=nksi; n=Si/(mSmi); /n=7?Ti^i5i+l; Si —периметр на-
ружной поверхности изоляционной камеры; Smi — периметр сече-
ния токоведущего стержня на участке /;	— температура на по-
верхности стержня участка /; ksi — коэффициент теплоотдачи с по-
верхности изоляционной камеры.
S/ni, ч > кмв/
! 4?; Fz;
Рис. 3-17. К расчету нагрева токоведущей системы ду-
гогасителя воздушного выключателя
Тепловое сопротивление 7?Ti для данной системы может быть
рассчитано по уравнению
flxl = _LL_L_ + _J_lnZL + J-in-аУ (3-79)
2л \ Г2&2	^2 Xg	/
В этом уравнении k2—коэффициент теплоотдачи с наружной,
поверхности изоляционной камеры, вт!(смг'град)\ Лг— коэффи-
циент теплопроводности материала твердой изоляционной стенки,
вт/(см-град); Лэки—эквивалентный коэффициент теплопроводно-
сти для воздушной прослойки.
В общем случае эквивалентным коэффициентом теплопровод-.
ноети учитывается как конвективный теплообмен, так и тепло-
87
обмен излучением между поверхностями, образующими воздуш-
ную прослойку. Величина этого коэффициента приближенно мо-
жет быть рассчитана по уравнению [42]
^эки — е(ЛН	.	(3-80)’
где 1 — нормальный коэффициент теплопроводности воздуха-
(газа); ек — коэффициент конвекции, определяемый из уравнения
ек’= 0,18 (Gr- Рг)0,25 = Лб У М/б;	(3-81)
Gr = pd3^A'd/v2— критерий Грасгофа; Рг — критерий Прандтля
(для двухатомных газов Рг=0,72); р — коэффициент объемного
расширения, \1град; g — ускорение силы тяжести, см!секг; v=
= Рг/рг — кинематический коэффициент вязкости, см2!сек-, — ко- .
эффициент вязкости газа, кг'сек!см; pr=ylg — плотность газа,
кг • сек^СМ; б = н — г — толщина воздушной прослойки, см; ДО—.
предполагаемый ориентировочно перепад температуры в воздуш- ‘
пой прослойке.	'	;
Формула для расчета величины А, следовательно, имеет вид: i
Д = O,18(₽gPr)o,25/v0’5.	(3-82) I
Коэффициент ks характеризует теплообмен в рассматриваемой ’
системе путем излучения; величина этого коэффициента может /
быть приближенно найдена из уравнения •	’
k, = * ...Ц 1000 /_ hoooJJ	(3.83)
Л —Т2 -	4	’
где Bi — коэффициент излучения для охлаждаемой поверхности <
токопровода диаметром d.	•
Значения .коэффициента А для воздуха при нормальном атмо- -
сферном давлении для различных температур следующие [42]:	}
Температура, °C...... . 0 20 40 60 80 100
Коэффициент А............ 19,4 18,2 17,4 16,0 15,4 14,8
В случае если давление воздуха (газа) в камере выше атмо- 
сферного, величина А изменится, поскольку кинематический ко-
эффициент вязкости зависит от давления согласно уравнению
v = рг/рг =	'	(3-84) j
л ' * >
где .R — газовая постоянная; Т — температура газа, ° К.
- f Для воздуха и газов, согласно закону Максвелла, коэффи- .
циент вязкости рг не зависит от давления. Заметная зависимость 
критерия Прандтля [см. уравнение (3-82)] от давления газа наблю- ;
дается лишь вблизи критической точки, в. нашем случае величина
его может быть принята постоянной. Следовательно, при заданных
88
значениях параметров газа величина цг как функция давления мо-
жет быть представлена уравнением	*	- —	.^1 >
—Я--&Г18
0.5
Таким образом, после преобразования рассматриваемую нами
систему приводим к расчетной схеме, изображенной па рис. 3-17, б.
Производим дальнейший расчет распределения температуры.
Общие уравнения для каждого из участков соответственно имеют
вид:
5-°гв+о1=о.
(3-86)
где
«1
Й2 =
•2
/1Р1 j > ^экв
у ЛГ1	» X	XFl ‘	’
— сечение токопровода первого участка, сл/2; % — теплопровод-
ность материала токопровода, вт) (см-град)-, ji — плотность тока
для данного участка; Йо— температура окружающей среды;
dx8 1^2
(3-87)
где
61==1/тг; ^=V пг + чг1-
у ЛГ 2	F Л	Лг 2
Полные решения этих уравнений соответственно:
 •&! = Дг ехр (а±х) 4- Д2 ехР (— ахх) + ^iy;
•02 = Bj ехр (М) 4-	ехр (—• Ь^х) -|- 02у,
в которых частные решения находятся из уравнений:
Oiy = а|/02;
Входящие в (3-88) и (3-89)
основании краевых условий:
& = ^"макс’
х = 0;
х = х2;
(3-88)
(3-89)
коэффициенты определяются на
-^- = 0,
dx
(3-90)
k dx )x=xj
\ dx ]x^x3
(3-91)
(3-92)
х = хх
= Ф2;
Из краевых условий (3-90) находим
Ox = 2 А о ch ахх + 41у,
где До = — (^1У — Ямакс)/2. '
(3-93)
89
Согласно (3-87) и (3-92), можно написать
(О2)Х=Л. = Он = — А (-уЦ	= — а (Mi ехР (W —
Аа	k2 \ ах }х—хй
1
— biB2ехр (— &гХ2)] = Вх ехр (&iX2) +• В2 ехр (— &хх2)	О2у, (3-94)
где a=K/k2, откуда	?
В2 = В2 ехр (— 2Мг) (—г~-Ц — ^УехР <~М?)..	(3-95) |
\ cc&i j-1 / ocfrj 4~ 1	'%
Как показывает практика-расчета, обычно	£
В2ехр(— 2biX2) ( g^~! A » ^yexpt-frix,)	I
v	\ a&i -I-1 ) abt + 1	I
поэтому принимаем	|
Bi = В2ёхр (— 261X2) (а^Г.1..Л .	(3-96) 1
\ at>2	4-1 /	я
На основании (3-91) можно	написать	|
2ai40sha1x1==&iBiexp(Z>iX1) —&iB2exp(—&iXi). (3-97) j
Подставляя в (3-96) и (3-97) найденное значение Bt и решая 3
эти уравнения относительно В2, будем иметь	Я
2Л0 — ехр (ti^i) sh	Ц
В2 = ——.	(3-98) 1
.1 , , ехр [— 2&i (х2 — *1)] — 1
а6х + 1
Далее исходя из (3-96) получим
2Ао — ехр (— sh	j
= —ZTTi—;--------------------•	(3’99) 1
1---—у----exp[2ti(*2 — Xi)]	•
abi — 1
Температуру наиболее нагретого места Омаке найдем, исходя из |
условия х = хе, Oi = О2, т. е.	J
О1у — (^1У — ^макс) ch fliXi Bl ехр (biXi) +	!
+ B2exp(-6xXi) + O2y. (3-100)
Решая это уравнение относительно Омаке и подставляя найден- -i
денные ранее значения Bt и В2, получим
djy ।ch diXi — — sh «1*1 — 1 ] + &2y	1
Омаке =----------------------------(3-Ю1) f
ch ал----- sh atXi	-	-4
fri	<
Тепловое влияние контакта будем учитывать только для части ;;
токопровода, расположенной в изоляторе. Принимаем эту часть ;
как некий составной стержень, имеющий в точке х=х0 контакт.
90
Превышение температуры на этом стержне, вызванное нали-
чием контакта, может быть рассчитано по уравнениям:
а)	для х<х0
АО« = 	/8J?K	 exp [- at (х0 -х)];	(3-102)
б)	ДЛЯ Х>Хо
Мкх = — /2/?к--------ехр [— аг (х — х0)1.	(3-103)
 2£экв
В этих уравнениях 7=
=jiFi — протекающий в
стержне ток; /?к — переход-
ное сопротивление кон-
такта.
Суммарная температура
в любой точке х может
быть найдена из уравнения
^1К = ^х + ДОкх. (3-104)
На основании этого урав-
нения может быть построе-
на кривая О1к=/(*)» изо-
браженная на рис. 3-18.
Рис. 3-18. К расчету нагрева токоведу-
щей системы дугогасителя воздушного
выключателя
3-9. РАСЧЕТ ТЕРМИЧЕСКОЙ УСТОЙЧИВОСТИ ТОКОПРОВОДОВ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
При протекании в токопррводе. .тока ..короткого. за.лщкднад^рка-
зывЪемре. им теплрвое^действие^ приводит к существенному повы-
шенй^тёмпер.атурьт отдельных элемёнтовГ
По условиям надежности работы выключателей (и вообще
электрических аппаратов) нормами ГОСТ „687—67^устддовденй!
наибольшие, дваченрл ..предельныд..хем^рат^^н^^^а„;прд токах
короткого „замыкания для токопроводрв, выполненных из различ-
ных металлов и работающих при различных условиях теплового
контакта с изоляционными покрытиями и средами. Эти данные
приведены в табл. 3-6.
При токах короткого замыкания процесс нагрева элементов
токопровода имеет ряд характерных особенностей:
а)	большие плотности тока, следовательно, значительная ин-
тенсивность. внутренних источников тепловой энергии (<7=/2р)
в проводнике;
б)	сложный характер изменения тока во времени;
в)	значительные пределы изменения температуры в течение
коротких промежутков времени и относительно большие значения
температуры нагрева проводника в конце процесса нагрева.
При этих условиях процесс„нагрева,каждрго_отдельного„эле-
мента токопровода (даже сколь угодно малого по размерам)
91
Может ^быть принят как адиабатный..процеес» протекающий при от-
сутствий’"'теплодбменгГмёжду соседними элементами и каждого
элемента с окружающей средой.
Общее уравнение нагрева (3-39) при данных условиях прини-
мает вид:
со О + (W = /4(1 + а#).	(3-105)
Решение этого уравнения может быть представлено в следую
Рис. 3-19. Кривые адиабатного на-
грева проводников из различных
'	< материалов
1 — медь; 2 — серебро; 3 — алюминий;
4 — латунь
некоторого промежутка времени
щем виде:
t	ъ
j pdt -	f -гИЬ"'	(3-106>
•0-.-	»н
где •Он — температура в начале
кратковременного процесса на-
грева.
Интеграл левой части уравне-
ния' представляет собой квадра-
тичный импульс тока. Им опре-
деляется мера теплового воздей-
ствия тока короткого замыкания
в данном^ элементе за /определен-
ный промежуток времени. Этот
интеграл* можно выразить через
некоторую заданную неизменную
величину синусоидального тока
(действующее его значение) /т,
который оказывает тепловое воз-
действие па рассматриваемый
элемент токопровода в течение
/т*
2
№dt = tT = #т,
о г
(3-107)
где F — поперечное сечение рассматриваемого элемента токо-
провода. Тогда получаем решение уравнения (3-106):
Pt =	Г“=± 1П (1 _|_ аф) + JL е
,гг ₽о I а2 '	'	®
In (1 + аОн) + А = Лх - А (3-108)
Ро [	**	1
Ha основании данного уравнения на рис. 3-19 построены кри-
вые адиабатного нагрева токопроводов, в^прднённых из „различ-
Пых металлов, Используя эта кривые, можно найти предельное
значение плотности и величины тока при заданных значениях пре-
дельной допустимой температуры нагрева -Опрел, начальной темпе-
ратуры йн и заданном отрезке времени /т по уравнениям:
/п.т = /(Л-лн)//г;	(3-109)
/П.Т = ^1/(Л1-ЛН)//Т.	(3-110)
Для выключателей мерой наибольшего допустимого значения
тока короткого замыкания при кратковременном тепловом воз-
действии является (согласно ГОСТ 687—67) предельный ток тер-
мической устойчивости • /п.т> равный по величине предельному
симметричному току отключения , выключателя /п.о.с> т. е.
/ц.Т — 7п.О.С«
Время воздействия данного тока принимается равным:
а)	для выключателей на номинальное напряжение до 35 кв
ta.T — не менее 4 сек-,	>
б)	для выключателей на номинальное напряжение ПО кв и
выше /п.т — не менее 3 сек.
В случае, если время действия тока /т превышает указанную
нормированную величину, наибольшее допустимое среднеквадра-
тичное значение тока /т за время /т, согласно уравнению (3-107),
может быть найдено из соотношения
7г = /п.т//ТХ '	(3-111)
3-10. РАСЧЕТ РАЗМЫКАЮЩИХ КОНТАКТОВ (КОНТАКТНЫХ СИСТЕМ)
Общие соображения. В токоведущей системе выключателя раз-
мыкающий контакт (или группа контактов) служит для замыка-
ния и размыкания цепи тока в этой системе при изменении комму-
тационного положения аппарата. Размыкающий контакт (контакт-
ная система) конструктивно представляет собой узел, в котором
электрический контакт между подвижными и неподвижными эле-
ментами при замкнутом положении осуществляется за счет их
сжатия внешними упругими силами, обычно силами контактных
пружин; подвижные элементы контактных систем кинематически
связаны с ведущими звеньями приводного механизма выключа-
теля. '
В контактных системах в отдельные фазы контактирования
наблюдаются физические явления и процессы, которые могут на-
ходиться между собой в тесной взаимосвязи. К наиболее характер-
ным из них относятся:
а)	механическая деформация материала контактных элементов
в зоне контактирования рабочих поверхностей;	- ' '
б)	процессы нагрева контактных систем при протекании в них
тока и при воздействии внешних источников тепла, например V
электрической дуги;	• ••.
в)	возникновение и .воздействие электродинамических сил; .
г)	процессы образования.на контактных поверхностях пленок
и электрохимического разрушения;	ч ч * '
93	к
д)	процессы Механйчёского износа- кОнтакТнЫх Поверхностей; й
е) разрушение контактных поверхностей при образовании, на
них электрического разряда (тлеющего разряда, дугового раз-’ %,
ряда) во время размыкания электрических цепей с током;	3
ж) вибрация контактных элементов при их смыкании или при
воздействии внешних сил, вызывающих колебания;	|
- з) термоэлектрические явления.	?
В зависимости от того, какие из перечисленных процессов
в большей степени проявляют себя и каков эффект их воздействия,
мы можем иметь те или иные рабочие характеристики данной кон-
тактной системы при выбранных для нее конструктивных пара- 
метрах.	;
В выключателях условия работы отдельных контактных си- ;
стем могут быть различны в зависимости от типа, конструкции и
номинальных данных аппарата. Более того, при коммутационных '
операциях и при различных коммутационных положениях аппа- У
рата функции его размыкающих контактных систем могут быть
различны. В этом отношении контактные системы можно класси- I-
фицировать следующим образом:	,
. а) контакты для нечастых замыканий и размыканий электри- ч
ческих цепей с током большой величины (до предельных значений i
токов отключения и выключения) и для длительной работы в замк- \
нутом положении при больших (или средних) значениях тока на- -j
грузки (от сотен до нескольких тысяч ампер);	|
б) контакты для. нечастых замыканий электрических цепей |
с током большой величины и для размыканий без тока (или с то--
ком малой величины), рассчитанные также на длительную работу ,
в замкнутом положении при больших (средних) токах нагрузки;.
•у в) контакты для нечастых замыканий и размыканий электри- 'i
ческих цепей с электрической дугой при больших значениях тока, £
не. рассчитанные на работу в замкнутом положении при больших ®
номинальных токах длительной нагрузки (так называемые дуго- . J
гасительные контакты).
По условиям работы и по конструктивным признакам к группе
размыкающих контактов в какой-то мере могут быть отнесены
также и скользящие контакты, рассчитанные на длительную ра-
боту при больших токах нагрузки и при сквозных токах короткого
замыкания.
В размыкающих контактных системах выключателей, рассчи-
танных на работу при больших (и средних) величинах тока,
основную роль играют процессы нагрева их током при различных
режимах работы выключателя, а также процессы нагрева электри-
ческой дугой. Определяющее значение в работе таких контактов
имеет действие электродинамических сил, а также, отчасти корро-
зия и износ контактных поверхностей (последнее главным обра-
'зом за счет теплового действия электрической дуги).
В соответствии с перечисленным к конструкциям таких типов
размыкающих контактных систем выключателя предъявляются
следующие основные требования.
94
1.	Температурная стабильность работы в замкнутом положении
при длительной нагрузке током заданной величины.
2.	Устойчивость при тепловом и электродинамическом кратко-
временном действии больших токов (например,’ токов короткого
замыкания): отсутствие сваривания частей контакта или значи-
тельного их оплавления при сквозном токе короткого замыкания'
отсутствие сваривания или значительного оплавления частей кон-
такта во время их смыкания при включении выключателя па ко-
роткое замыкание.
3.	Минимальный электрический износ рабочих поверхностей
контакта при размыканиях, сопровождаемых электрической дугой.
Эти требования в определенной мере отражены в нормах ГОСТ
и ряде других официальных материалов, например в рекоменда-
циях МЭК и др. ‘	.
Тепловые характеристики разрабатываемых конструкций кон-
тактных систем выключателей переменного’тока высокого напря-
жения должны прежде всего отвечать нормам ГОСТ 8024—69 на
допустимые температуры нагрева токопровода, в том числе и кон-
тактных систем при длительной работе, которые приведены
в табл. 3-8.
Кроме того, характеристики контактных систем выключателей
также должны отвечать соответствующим требованиям ГОСТ
687—67 в отношении устойчивости при сквозных трках короткого
замыкания. .	. .
Расчет размыкающих контактов выключателя, следовательно)»
сводится в основном к расчету на нагрев номинальным током при ।
длительной работе и к расчету на термическую и электродинами-J
ческую устойчивость при сквозных токах короткого замыкания.- ''
Кро.ме того, в частных случаях при новых разработках могут
производиться, расчеты и исследования ряда других ожидаемых.
тепловых процессов, например нагревания контактов электриче-
ской дугой, нагревания контактов, расположенных в агрессивных
газообразных средах, и др.
Исходными данными при расчетах обычно могут быть:
а)	предварительно выбранные тип и конструкция контактной
системы и сопрягаемых с ней других элементов токоведущего
контура;	.	•
б)	заданная величина номинального тока;
в)	величина предельного сквозного тока выключателя;
г)	дополнительные данные, отражающие специальные требо-
вания в отношении режима работы контактной системы и специ-
фических условий влияния внешних факторов.
При выборе типа и конструкции контактного узла исходят из
оценки величины номинального тока, предполагаемых условий ра-
боты (например, размыкание с электрической дугой или без дуги /
и др.). Во многих случаях конструкция контактного узла определи- /
ется общей комйоновкой дугогасителя, в который встраивается
контакт, а также и конструкцией приводного механизма, с кото-
рым контакт может составлять один общий конструктивный узел.
95
Таблица 3-S j
Нормы на допустимые температуры нагрева контактов аппаратов
высокого напряжения при длительной работе
(нормы ГОСТ 8024—69)
Наименование частей аппаратов и КРУ	Наибольшая допусти- мая температура нагрева, °G		Превышение темпера- туры над температурой окружающего воздуха 4-35°С, град	
	в воздухе	в масле	в воздухе	в масле
1. Контактные соединения из меди, алюминия или из их сплавов без покрытия, с нажа- тием, осуществляемым болтами,* винтами, заклепками и другими способами, обеспечивающими жесткость соединения		80	80	45	45
2. То же, но а) с покрытием оловом . . .	до	90	55	55
б) с гальваническим покры- тнем серебром		105	90	70	55
в) с уплотненным гальвани- ческим покрытием серебром тол- щиной не менее 50 мкм, а так- же с накладными пластинами из серебра		120	90	85	55
3. Контактные соединения из меди или ее сплавов без покры- тия, с нажатием, осуществляе- мым пружинами	.	•	75	75	40	40
4. То же, но а) с гальваническим покры- тием серебром . * . . 		105	90	70	55 *
б) с накладными пластина- ми из серебра или из компози- ций СОК-15, СОМ-Ю		120	90	85	55
5. Выводы аппаратов, пред- назначенные для соединений с подводящими проводами, с на- жатием, осуществляемым болта- ми, винтами или другими спо- собами, обеспечивающими жест- кость соединения: а) без покрытия		80		45	
б) с покрытием оловом . . .	90	—•	55	—
в) с гальваническим покры- тием серебром		105	— '	70	—
96
Продолжение табл. 3-8
* Наименование частей аппаратов и КРУ	Наибольшая допусти- мая температура нагрева, °C		Превышение темпера- туры над температурой окружающего воздуха +35° С, град	
	в воздухе	в масле	в воздухе	в масле
г) с уплотненным гальвани-				
ческим покрытием серебром тол- щиной не менее 50 мкм . . . .	120	" —	85	—
д) с накладными пластина- ми из серебра 		120	—	85	—
6. Металлические части, ис-				-
пользуемые как пружины:				
а) из меди -'	*	75	75	40	40
б) из фосфористой бронзы и	105		70	55
аналогичных ей сплавов ....		90		
в) из стали 			120	90	85	55 '
Примечания,
1.	Допустимые температуры контактных соединений из материалов, не указанных в,
таблице, указываются в стандартах или технических условиях на отдельные виды аппа- •
ратов.
2.	Указанные в п. 4а температуры нагрева допускаются для таких контактных соеди-
нений с гальваническим покрытием серебром, в которых слой серебра не повреждается"
электрической дугой и не истирается в процессе типовых испытаний. В противном случае
эти контактные соединения должны рассматриваться как не имеющие покрытия серебром.
Под повреждением или истиранием покрытия понимается нарушение слоя серебра в про-
цессе типовых испытаний аппарата до обнажения основного металла.
3.	Допускается применение других композиций на основе серебра (п. 46), отличных от
указанных в п. 46, если проведенными исследованиями доказана их равноценность с компо-
зициями СОК-15 или СОМ-10.
4.	Указанные в пп. 56—д нормы допускаются при наличии такого же покрытия на
присоединяемых проводниках, что должно быть оговорено в инструкции предприятия-изго-
товителя.
При расчете могут быть найдены основные характеристики и
наиболее выгодные конструктивные параметры отдельных эле-
ментов контактного узла, например:
а)	число рабочих токоведущих элементов (пальцев, пластин,
сегментов и др.) контактной системы, их геометрические размеры,
расположение относительно других элементов контактной системы
и токоведущего контура;
б)	необходимые силы нажатия для отдельных контактных пар
и соответствующие характеристики контактных пружин;
в)	геометрические формы деталей и контактные материалы,
обеспечивающие наименьший нагрев их. электрической дугой и вы-
сокую износостойкость рабочих поверхностей контактов. .
Основы и методы расчета нагрева контактов при длительной ра-
боте. При анализе физических процессов в электрическом контакте
исходят из известного факта, что при соприкосновении поверхно-
стей, например'поверхностей двух встречно сжимаемых торцов ме-
таллических массивных тел (проводников), на них образуются
97	>
1
площадки механического контакта. Число и размеры этих площа- |
док обусловлены величиной сжимающей силы, формой контакта-
рующих поверхностей и чистотой предварительной их обработки,
а также механическими (упругими, пластическими) свойствами |
материала в области контактирования. При относительно неболь-
ших силах нажатия (что обычно принимается для размыкающих
контактов выключателей) число площадок касания и их размеры
могут быть весьма малы.
В зависимости от геометрической формы контактирующих по-
верхностей контактных элементов, например выпуклой, цилиндри-
ческой (в случае касания по образующей) и плоской, возможное
минимальное число площадок касания будет соответственно равно %
одной, двум и трем. Эти условия обычно и принимают в практи-
ческих расчетах нагрева размыкающих контактов выключателей. J
При оценке размеров площадок механического контакта исхо-
дят из того, что образование этих площадок может происходить за
счет упругой и пластической деформации. В отдельных случаях
каждый из этих видов деформации может в какой-то степени ,'f
быть преобладающим.	J
В случае чисто упругой деформации, согласно теории Герца
[51], радиус круглой площадки механического контакта может j
быть рассчитан по уравнениям:
а)	для случая взаимного контактирования полусферических, j
совершенно гладких поверхностей	|
гм = 1,8 frp^RfE, см;	(3-Н2) \
б)	для контакта, образованного полусферой и плоскостью, -•
гм = 2,8 PK1R/E, см.	(3-113) |
В этих уравнениях PKt — сила нажатия па контакт, отнесенная ;
к рассматриваемой площадке, кгс; R — радиус полусферы, см; Е —
модуль упругости, кгс/см2.	у
При явно выраженном преобладании пластической деформации
оценка размеров площадки механического контакта основана на -
соотношении между приложенной силой нажатия и твердостью
контактной поверхности:
Л = РК1/ЯК,^ -	(3-114)
где Ft — фактическая площадь механического контакта, см2; Нк —
контактная твердость материала, кгс!см2.
Если фактическую площадь представить в виде эквивалентной
площадки, имеющей форму круга с радиусом гмо, в заданном слу-
чае получим расчетную величину этого радиуса
гио = V Рк11(лНк).	(3-115)
Согласно данным исследований [56], контактная твердость Як
в уравнении (3-114) может быть принята равной стандартной
твердости данного материала, измеренной по Виккерсу.
98
Некоторые данные контактной твердости контактных материа-
лов для нормальной температуры приведены в табл. 3-9.
,	Таблица 3-9
Физические свойства контактных материалов
Материал	Марка	Плот- ность» г /см3	Твердость по Виккерсу, кгс/см:2	Удельное сопротив- ление при 0°С, МКОМ-см	Теплопро- водность, втЦсм-град)
Медь			8,9	(4-4-7)- 10s	1,62	3,8
Серебро	Ср	10,5	(3-4-7). 10*	1,5	4,2
Алюминий		2,7	(1,8-4-4). 103	2,9	2,1
Серебро — никель	СН-40	9,7	8-10»	2,6	3,1
Вольфрам — се-	АВС-50	13,6	ИЛЮ3		—
ребро То же	АВС-30	15,0	14,0-10»		—.
Карбид вольф- рама — серебро	АВКС-30	12,5	11,0.10s	3,0	—-
Исследование вопроса о рациональном применении приведен-
ных выше соотношений при практических расчетах контактов по-
казывает, что уравнения (3-112), (3-113) и ряд возможных других,
выведенных для случая чисто упругой деформации, справедливы
для контактных систем, у которых силы нажатия на контакт отно-
сительно малы, а контактная твердость материала велика.
В других случаях, которые являются более характерными для
контактных узлов мощных выключателей, более справедливыми
являются соотношения, подобные уравнению (3-114).
В контактных системах электрических аппаратов площадки
механического контакта образуют места перехода тока из одной
части в другую, если рассматриваемая система включена в цепь
тока. В реальных условиях при относительно малом размере сече-
ния контактной площадки в этом месте происходит стягивание ли-
ний тока, этим обусловлена физическая природа переходного .
электрического сопротивления стягивания рассматриваемой кон-
тактной области.
В реальных условиях площадка механического контакта может
быть частично покрыта пленкой (окислы, сульфиды и др.), обла-
дающей большим электрическим сопротивлением. В этом случае
общее переходное сопротивление контакта приближенно можно .
представить как сумму сопротивлений:
Rk.o —	4"	(3-116)
в котором /?к1 — контактное сопротивление стягивания; Яп—
переходное контактное сопротивление поверхностной пленки. ..По- ч
следнее приближенно может быть рассчитано по уравнению
/?п = 2p„/F„,	(3-117) ~
99
'	' -	я
где рп — электрическое сопротивление поверхностной пленки, от-
песенное к единице площади поверхности, ом/см--, Ря — площадь j
поверхности, покрытой пленкой, см2.	Л
В конструкциях контактных узлов выключателей обычно преду- <
сматриваются способы ограничения или почти полного исключения 1
возможности образования поверхностной пленки на контактных /•
площадках. Поэтому расчеты размыкающих контактов выключа- i
телей обычно ведутся без учета влияния коррозии, т. е. произво-
дится расчет свежезачищеппого контакта, с внесением иногда не- J
которых поправок в полученные результаты.	:
При некотором токе / в контакте возникает дополнительный >
источник тепла мощностью	3
С1к = /2^к.о.	(3-118)
Этим создается условие для дополнительного прироста темпе-
ратуры как непосредственно около контактной площадки, так и на
участках деталей контактной системы, расположенных вблизи ме-
ста контакта.		,	•
В практике электроаппаратостроения под температурой кон-
такта обычно понимают температуру наиболее нагретого места
в контактном узле, которая может быть измерена в доступных для
измерения точках обычными методами (термопара, термометр и
' др.). Из рассмотрения физической сущности электрического кон-
такта следует, что во всех случаях наибольшей температурой
нагрева должна обладать площадка касания и непосредственно
прилегающие к пей области, которые в реальных конструкциях кон-
тактных систем малодоступны или вовсе недоступны для измере-
ния в них температур»; последняя может быть определена либо
путем расчета, либо специально поставленным лабораторным экс-
периментом. В практике инженерных расчетов интересно знать

температуру как па поверхности контактных элементов, так и в ме- ;
сте касания. Температуру наиболее нагретого места на поверхно- ;
сти необходимо знать, поскольку она должна находиться в преде- ‘
лах, установленных нормами ГОСТ. Температуру площадки каса-
ния необходимо знать как температуру наиболее нагретой точки,
во многом определяющую работу контакта.
Следовательно, при расчете стационарного нагрева контактов
задача расчета может быть в той или иной постановке, например:
а) определить температуру площадок касания в контактной
системе при заданном значении тока и заданных конструктивных
параметрах;	i
б) определить необходимую силу нажатия на контакт при за-
данной максимальной температуре точек касания, токе нагрузки и
прочих конструктивных параметрах;
в) определить температуру в отдельных точках на поверхности
контактных элементов при заданных прочих условиях.
Общее решение данной задачи основывается на решении урав-
нения распространения тепла от места контакта в теле контакта
при наличии в нем внутренний источников тепла. Разумеется, ин-
, 100
тёпсйвность этйх Йсточнйков^вавйсйт от геоМетрйчёскйх координат
н от температуры: q=pp=f (х, у, г,Т).
Рассмотрим установившийся процесс нагрева простейшего
одноточечного контакта, образованного торцами двух массивных
полубесконечных токоведущих стержней (рис. 3-20). Площадку
принимаем круглой с диаметром 2г0, значительно меньшим диа-
метра каждого из токоведущих стержней, т. е. ro<R.
В такой системе область растекания тока и распространения
тепла от площадки касания в теле контакта может быть принята'
как совокупность двух смежных полуограниченных областей, раз-
Рис. 3-20. Картина электри-
ческого поля тока в области
площадки касания контакта
Рис. 3-21. К расчету температуры на-
грева в области площадки касания
контакта
деленных в плоскости YqZq граничной теплонепроницаемой и токо-
непроницаемой поверхностью, на которой расположена токопрово-
дящая площадка касания, как показано на рис. 3-21.
В такой системе картина электрического поля ф (х, у, г) расте-
кания тока и температурного поля Т (х, у, г) распространение
тепла будет- аналогична картине электростатического поля бес-
конечно тонкой проводящей заряженной уединенной круглой пла-
стинки с радиусом г#, лежащей в плоскости У020. Эквипотенциаль-
ные поверхности (как и изотермы) такого поля есть софокусные
эллипсоиды вращения с фокусным расстоянием, равным радиусу Го
этой пластинки (в нашем случае площадки касания) [51].
Поле заряженного	проводящего	эллипсоида в бесконечной	об-_
ласти характеризуется	уравнением	[47, 51]	7
=	1	(3419)
а2	1- 0	й24- 0	с2 4-0	'
при условии с>Ь>а, —аа<0<оо.	.	.
101
Если параметр 6=оо, мы имеем сферу с бесконечным радиусом; «
при 0=—а2 данный эллипсоид вырождается (сплющивается) в эл-. <
липтический бесконечно тонкий диск в плоскости YoZo, что нами и ’
принимается в основу расчета. В рассматриваемой системе в обла- “
сти площадки касания происходит стягивание линий тока с паи-
большей плотностью тока в месте контакта. Вместе с тем сама *
площадка касания является изотермой, обладающей наибольшей :
температурой нагрева Т—Тт. По сути эта температура является
определяющей для данной контактной системы и может служить j
для оценки допустимого для нее предельного тока при длитель-
ной работе.
Тепловой расчет такой системы основан на совместном реше-
нии уравнений электромагнитного поля и теплопроводности в не- .
однородной системе, где имеются условия резкого изменения тем- •
пературы и интенсивности внутренних источников тепла в узкой
области пространства.
Исследуем вначале электростатическое поле растекания тока.
Емкость бесконечно тонкого диска с радиусом г0 относительно не-
которой софокуспой эллиптической поверхности, которой соответ- 
ствует какое-то значение параметра 0, может быть рассчитана по ‘
уравнению
Св=-Г~^----------’	(3-120).
р dQ
о
где е — диэлектрическая^проницаемость среды.
Электрическая проводимость выделенной нами части области
может быть найдена' на основании электростатической аналогии
[44] по уравнению
(?0 = Со = а/е,	(3-121)
где G6 —электрическая проводимость, 1/ом; о — удельная электро-
проводимость среды, 1/(ОМ'СМ).
Подстановка в (3-121) значения Св из уравнения (3-120) дает
<?е » ~6--—-------•	(3-122)
f dQ
J
о
Тогда величина сопротивления растекапия тока может быть
найдена так:
в 1  _ Р	Г	d& .	= р 2 4,1 J (г0 + в) [/0 4я г° 6 2л	, ]Ло 0 arctg 		 — - rQ 0 	 0 — arctg.	(3-123) Го	. ГО 0
102
Нетрудно -видеть, что если в уравнении (3-123) положить
0=оо, получим уравнение для расчета величины электрического
сопротивления полуограниченной области растекания тока от круг-
лой площадки с радиусом г0, т. е.
Яоо -
р
2яг0
arctg
Го
оо
__ Р
о 4г0
(3-124)
Умножив полученное в уравнении (3-123) значение /?0 на
величину тока I, протекающего- через эту область, найдем потен-
циал <р0 На выбранной нами эквипотенциальной поверхности
с параметром 0, т. е.
Ф0 = IRq =
0	° 2лг0
arctg
го о *
(3-125)
Соответственно этому уравнению таким же путем можно найти .
разность потенциалов между любыми поверхностями софокусных
полуэллипсоидов, соответствующих некоторым заданным парамет-
рам 0=01 и 0=02:
__	0
Фг — Фг =	, 2 d\ — = ~~ arctg .	(3- 125а)
4п .) (го I- °) Vе 4°	° 01
0»
В данном уравнении величина удельного электрического сопро-
тивления является переменной и зависимой от температуры, по-
скольку последняя в отдельных точках (х, у, г) будет различной.
Для рассматриваемой системы соотношение между электриче-
ским потенциалом <р в любой точке и температурой Т в этой же
точке может быть представлено [58] уравнением
' — 2 f XpdT = <ра + Схф 4- С2,	(3-126)
где X — удельная теплопроводность среды, вт/(см-град); р—
удельное электрическое сопротивление, ом-см; Т — температура
в рассматриваемой точке, ° К; Ct и Сг — постоянные, определяемые
из граничных условий.
Согласно закону Видемана — Франца [56],
р! = ЛТ,	(3-127)
где Л=2,4-10~8 (в/град)2— число Лоренца, которое принимается
как универсальная постоянная [51].
Решая совместно уравнения (3-126) и (3-127) и интегрируя
в пределах от Т до То, получим уравнение, которым устанавлива-
ется связь между <р и Т:
Ф2 4- Схф +	= — Л (Tg — Т2).	(3-128)
В этом уравнении температура То соответствует бесконечно уда-
ленной изотерме (0 = оо).
103
Постоянные С± и С2 находим из граничных условий:
0 = со; Т = То\ ср = 0;	
0 = 0; Т = Тт; ф = ф0; -^ = 0; аф	(3-129) ||
Cj = — 2ф0; С2 — 0.	(3-130)
Тогда уравнение (3-128) принимает вид:	: $
ф2-2ф0ф + Л(Т?-Т2)=0.	(3-131) |
Из этого уравнения и из условия (3-129) находим, что	| 	 $	
фо =	Tl-T2.	(3-132) |
Совместное решение (3-131) и (3-132) позволяет получить ис-
комую зависимость между ср и Г в явном виде:
(3-133)
(3-134)
<р-Фо«±л*’ИП-П
Находим дифференциал от (3-133):
d (ф — Фо) = ± А
УТ2 — Та
г 1 т л 0
С другой стороны, на основании уравнения (3-125а) и приня-
тых нами граничных условий можно написать
j (ф _ij) ) «	м-----
4" И-0)/0
Так как, согласно (3-127), р—АТ/к, то уравнение
жет быть приведено к виду:
,,	,	A IT	df)
Ф Фо) (^+о)уе*
Приравнивая правые части уравнений (3-134) и (3-136) и инте-
грируя их в пределах от Л до Тг, получим
Л
 С dT
(3-135)
(3-135) мо-
(3-136)
т,
Л ”7
2лХг0
. /в
aretg-i—-
*0
(3-137)
4
0;
ot
Для рассматриваемой системы справедливы соотношения ме-
жду пределами интегрирования правой и левой частей уравнения
(3-137) :01 = оо; Ti = T0; 02=0; T2=Tm.
В соответствии с этим уравнение (3-137) приводится к виду:
arccos -Ь_ =	.	(3-138)
Т m	4Хго
104
Если принять вб Внимание уравнение (3-115), уравнение
(3-138) может быть приведено к виду:
arccos2k_
Т'т 4ХУ Pki
Соответственно сила нажатия на контакт может быть найдена
из уравнения
(3-139)
D _ /МлЯк	1
Z*7 к"! —	-	'
16Ха Г / То
arccos —~
L х Тт
12
(3-140)
температура площадки касания
Т =_____
1 т —
To
lV АпНк
cos--Т7=-
4ХИ Pki
(3-141)
величина тока
4X KPki
(3-142)
УЛяЯк arccos(
\ Тт /
Температура То в уравнении (3-139), принимаемая за темпера-
туру удаленной в бесконечность изотермы, в реальных рассматри-
ваемых системах может быть представлена как температура уда-
ленных от точки касания областей контактных частей, в которых
тепловое влияние контактной площадки с температурой Тт отно-
сительно мало.
Учитывая, что в массивном контактном элементе спадание тем-
пературы по оси X в области контакта носит весьма резкий
характер, можно полагать, что изотермы, обладающие температу-
рой Т^То, в токоведущих элементах контактных систем располо-
жены на сравнительно небольшом расстоянии от контактной пло-
щадки, во всяком случае на расстоянии, котороё соизмеримо
с размерами контактных деталей.
Таким образом, с некоторым приближением температура То мо-
жет быть принята за температуру нагрева сплошного (без кон-
такта) нагреваемого током токопровода, у которого объем и кон-
фигурация идентичны объему и конфигурации совокупности кон-
тактных элементов данной системы.
Например, в простейшем частном случае стыкового массивного
контакта, образованного торцами двух полуограниченных токо-
ведущих стержней одинакового и неизменного по длине сечения,
температура То может быть найдена как установившаяся темпера-
тура сплошного (без контакта) токоведущего стержня по ранее
выведенному уравнению (3-47):
Тв==-Йг + ^ + 273’ °К’
где 0о — температура окружающей среды, °C.
(3-143). -
105
Превышение температуры Тт точки касания над температурой
То удаленной точки, как показывает анализ существующих кон-
тактных систем выключателей, составляет, обычно Тт—То—
=54-10° С.
Примеры. 1. Найти необходимую силу нажатия- одноточечного медного
контакта при следующих исходных данных: /=800 а; То=70+273 =343° К;
/’„>=75+273 =348° К; Як=5200 кгс!смг.
По уравнению (3-140) находим
D	/МяЯк	64-104-2,42-10— 8-3,14-5,2-10s	Л
16-(3,6)а-(0,17)3
16Х2 arccosf——	4 1 4	'
\ Тт /
L	\ * П / J
2. Определить установившуюся температуру нагрева Тт площадки каса-
ния медного одноточечного свежезачищенного контакта, если сила нажатия
на контакт Рк1=30 кгс, температура удаленной точки То=348°К; ток нагрузки
7=800 а.
Принимая для меди Я«=5200 кгс!см\ на основании уравнения (3-139)
находим /
То гл'^Упн'к о
arccos ——  ------= р =
Тт 4% К Рад
чему соответствует cos р=0,979.
Температура площадки касания
Т
Тт =----— --------— <50/ "К — 84 С.
cos р 0,979
Превышение температуры контакта над температурой удаленных точек
Тт — То=357—348=g. град. *
В ходе расчета заданная температура То обеспечивается выбо-
ром размеров сечений F и периметра S токоведущих частей, обра-
зующих контакт, с учетом условий охлаждения, о чем уже говори-
лось выше.
В случае если контактная система имеет не одну точку касания,
а несколько, определяется температура Тт для одной из точек.
При этом предполагается равномерное распределение по отдель-
ным точкам тока и приложенной к системе силы нажатия.
Необходимо заметить, что при расчетах по уравнениям
(3-140)—(3-142) предусматриваются свежезачищенные контакт-
ные рабочие поверхности, что для выключателей следует считать
справедливым. Однако, имея в виду возможность небольшого
окисления поверхностей контакта, целесообразно полученные из
расчета значения контактного нажатия несколько увеличить (на
10-25%).
Рассмотрим метод расчета распределения температуры вдоль
токоведущей системы, имеющей контакт.
Возьмем наиболее простой случай, когда контакт образован
торцами двух полубесконечпых стержней одинакового по длине
сечения.
106
800-1,56-10-4 УЗ,14-5200 _0)204 paai
4-3,6- ИЗО
348
Величина теплового потока, отходящего от места контакта
в каждый из стержней, может быть рассчитана на основании
уравнения
ФХ1 = IUkii	(3-144)
где I — ток, протекающий через контакт; UKi — падение напряже1
ния'в каждой из половин контакта. Это падение может быть рас-
считано на основании уравнения (3-133):
'	1 Фо 1 = А'!г \ЛТ2т-Т20,	(3-145)
следовательно,	_______
ФЛ = М7’ V T2m-Tl	(3-146)
Если принять во внимание, что тепловая энергия, обусловлен-
ная наличием контакта, выделяется в узкой области, расположен-
ной около торца, и предположить в первом‘.приближении, что от
этой уз'кой области поток линейно и равномерно распространяется
вдоль оси токоведущих частей контакта, то для расчета темпера-
туры вдоль каждой из них может быть использовано уравнение
+ (3-147)
Соответственно максимальный прирост температуры (при
х=0), обусловленный наличием контакта, может быть рассчитан
по уравнению
(3-148)
VkSKF
а максимальная температура нагрева контактны^ деталей, рас-
положенных вблизи контакта, по уравнению ;*
+	+	'	(3-149)
КО Г
Полученная по (3-149) температура не должна превышать
допустимых, предусмотренных нормами (см. табл. 3-8) значений.
Кроме рассмотренного способа, существуют приближенные ме-
тоды расчета нагрева контактных систем,' основанные на том, что
величина теплового потока ФЖ1 определяется по уравнению
Ф.х1= где RK — переходное сопротивление контакта.
Величина этого сопротивления может быть рассчитана по
эмпирической формуле [50]	•
RK = скр//°в5Рк’, "	~	(3-150)
гдер — удельное сопротивление, ом-см-10-8; Ив— твердость по
Бринеллю, кге/см2- Рк — контактное давление, кгс.
Коэффициент ск зависит от обработки контактной поверхности.
При расчете контактов выключателя следует исходить из грубой
и очень грубой зачистки, при которых соответственно ск=2-гЗ.
107
Показатель степени т зависит от контактного давления и со- .j
стояния рабочей поверхности контакта. В случае явно выражен-
ной пластической деформации можно принять т=0,5.
Основы и методы расчета контактов на устойчивость при дей-
ствии тока короткого замыкания. Процесс нагрева контактов
электрических аппаратов током короткого замыкания протекает
при специфических условиях, а именно:	;
а)	при кратковременном характере воздействия тока;
б)	при значительной плотности тока в области контактных
площадок касания, следовательно, при высокой интенсивности на-
грева;
в)	при значительном проявлении электродинамических сил,
действующих на отдельные токоведущие элементы контактных
систем.
При значительной величине тока и недостаточной силе нажа-
тия на контакт в результате теплового действия тока короткого
замыкания может происходить значительное оплавление или сва-.
ривание-контактных элементов, что для электрических аппаратов
является, как правило, недопустимым.
; Наряду с тепловым действием тока при значительной его вели-
чине на отдельные токоведущие элементы контактов могут дей-
ствовать электродинамические силы, которые существенно влияют
на ход тепловых процессов в контактах. При действии электро-
динамических сил общая результирующая сила нажатия на кон-
такт является суммой сил:
'	Рк.о=7к.пр + Рд.о-	(3-151)’
В этом уравнении* Рк.пр — приведенная к рассматриваемой .
точке сила нажатия контактной пружины (или. пружин); Рд.о—
приведенная электродинамическая сила, которая в общем случае
может быть представлена как сумма приведенных электродина- •
мических сил:
Рд.0 = Рд1±Рд8,	(3-152)
где РД1— электродинамическая сила, обусловленная стягиванием
линий тока в месте контакта, направленная всегда в сторону, .
противоположную действию внешней сжимающей силы контакт-
ной пружины; Рдг—приведенная электродинамическая сила
взаимодействия данного токоведущего элемента контакта с дру-
гими расположенными в непосредственной близости частями кон-
тактного узла и токоведущей системы аппарата при протекании по
ним тока.
Направление силы Рдг зависит от геометрической формы кон-
тактного элемента и взаимного его расположения в контактном
узле и токоведущей системе аппарата.
Если суммарная электродинамическая сила Рд.о направлена
в сторону, противоположную действию силы контактной пружины,
то действие ее при большом токе короткого замыкания может или
108
существенно уменьшить силу нажатия на контакт, или (в случае
Рд)>Рк.пр±Рда) вызвать самопроизвольный отброс контактов.
В первом случае появятся условия для более интенсивного на-
гревания площадок касания (до состояния оплавления и даже
сваривания), во втором случае произойдет отброс контактов и
образование на контактах электрической дуги, могущей вызвать
значительное оплавление и'сваривание контактов.
В выключателях контактные системы должны выдерживать
в замкнутом положении тепловое и электродинамическое воздейст-
вие тока короткого замыкания с заданной амплитудой без замет-
ного оплавления и сваривания контактных элементов. Этим в ос-
новном характеризуется устойчивость выключателя при сквозном
токе короткого замыкания.
Задача расчета, следовательно, может сводиться или к опре-
делению допустимого предельного значения сквозного тока корот-
кого замыкания для контактной системы с заданными конструк-
тивными параметрами и характеристиками (геометрическая
форма, размеры, материал, сила нажатия контактной пружины,,
конфигурация токоведущих элементов и их взаимное расположе-
ние и др.), или к определению по заданной величине предельного
сквозного тока оптимальных конструктивных данных, которые
перечислены выше.
Критерием, определяющим устойчивость, очевидно, является
температура Тт площадки. касания, которая в данных условиях
может достигать больших абсолютных значений, но не должна
достигать, температуры плавления Тия материала контакта. Это
последнее условие (7,т=Тпл) и определяет понятие величины
начального тока сваривания, при которой материал контакта не-
посредственно в зоне контактной площадки может переходить из
твердой в жидкую фазу. Поэтому в практических расчетах исход-
ное значение температуры Тт следует брать несколько меньше
(на 200—300 град), чём температура плавления контактного мате-
риала. Например, для медных контактов следует принимать:
7'т=7’тпрсд=800 + 273= 1073°К.
Расчет нагрева контакта током короткого замывания основы-
вается на решении уравнения теплопроводности при нестационар-
ном нагреве и при отсутствии теплообмена с окружающей средой:
С1’1Г“Н»+'57 + 1?’-) + ’(ж'г’г'0'	(3’153)
В такой системе распространение тепла от места контакта
в полуогранйчепные области происходит при наличии распре-
деленных внутренних источников тепла, при непрерывном их дей-
ствии в течение некоторого заданного отрезка времени.
Точное аналитическое решение такой задачи в общем виде
О (*. У, z, t) представляет непреодолимые’ трудности,, .поскольку
данное уравнение, строго говоря,'является нелинейным. Поэтому
в практических методах решения данной задачи принимаются те
или иные упрощающие предпосылки.
109
•J
Кратко рассмотрим эти методы.
1. Если в уравнении (3-153) теплофизические константы X и с
и удельное электрическое сопротивление р принять не зависящими
от температуры, а величину тока I для заданного интервала вре-
мени принять также постоянной, эта задача может быть решена
методом мгновенных источников [36, 46 и др.].
Этим методом получено [41] уравнение для расчета темпера-
туры центра площадки касания в рассматриваемой системе
(рис. 3-22), которое имеет вид:
0(0, 0, /) =
w V- J "
° L	о	J
<3'154>
Гу
=it 26 У7	лт
где	2(И) = -^_ J F(p.)dp;
X— удельная теплопроводность, вт/(см-град); су — удельная
объемная теплоемкость, вт-сек/(см3-град); г0 — радиус площадки
касания, величина которого
принимается неизменной.
Расчетный график Z(n) ,
приведен на рис. 3-23. На :
Рис. 3-23. График функции
2(ц) (по Лысову)
рис. 3-24 изображены кривые О (0, 0, t)/I3=f (ti), где Л — длитель-
ность воздействия постоянного тока I для одноточечного контакта
при различных силах нажатия (неизменной величины).
На основании таких данных может быть рассчитана макси-
мальная величина постоянного тока при заданной температуре на-
грева площадки касания (близкой к температуре Фил, о чем гово-
рилось выше) и заданной длительности ti протекания тока по
уравнению	----
'"-“Утйг-	,3455>
т. е. расчетная величина начального тока сваривания.
110
Из приведенных данных виднб, что 6 начальный момент
нарастание температуры происходит весьма интенсивно й при оди-
наковых условиях нагрузки током зависит главным образом от
физических свойств материала контакта и от силы, нажатия на
контакт; Кривые нарастания температуры в первом приближении
могут быть представлены в виде экспоненциальных функций.
2. Для расчета, устойчивости может быть использован также
приближенный метод, в котором принимается экспоненциальный
характер изменения температуры контактной площадки касания
при кратковременном протекании тока I неизменной величины.
Рис. 3-24. К расчету кратковременного процесса нагрева площадки ка-
сания контакта (по Лысову) при различных значениях силы нажатия:
• а — медные контакты; б — латунные контакты
1 — Ркст2 кгс; 2 — 5 кгс; 5 — 10 кгс; 4 — 20 кгс; 5 — 45 кгс
В этом случае исходное уравнение для расчета может быть
представлено в виде [40]:
Тм,-То=(Тоту-То)[1-ехр(-4)].	(3-156)
где Tmt — температура площадки касания в момент времени t, ° К;
То—температура удаленной точки в области контакта при пагреве
током короткого замыкания, ° К; Тту— установившаяся темпера-
тура площадки касания при (~>оо, °К; т — величина постоянной
времени нагрева области контакта, расположенной около пло-
щадки касания,сек.
Если принять, как и ранее, температуру Тту=ТтПрад, то, со-
гласно (3-J41), можно найти ее величину
Лпу — Т'т пред = со$°р >	(3-157)
где	_____
р = 1А!^пН^л ,	(3-158)
4КУ Рк.о
111
Здесь Л=2,4’10-8 (в/град)2; //пред—контакФнйя твёрдость при J
предельной температуре, кгс/см2; Рк.о—суммарная сила нажатия
на контактную площадку, кгс; X— коэффициент теплопроводности,
вт/(см-град).	•
Данные о контактной твердости //пред могут быть получены на
основании кривых И=/('&). Такая кривая по Виккерсу для меди
приведена на рис. 3-25.
Величина постоянной времени нагрева приближенно может
быть найдена по уравнению
тяй—(3-158а)
-	24 % //пред
Из уравнения видно, что при определенных физических свойст-
вах материала.контакта постоянная времени в основном зависит
от силы нажатия на контакт.
На основании уравнений (3-156) и (3-157) искомая зависи-
мость температуры Tmt—f (0 может быть представлена уравне-
нием
Tmt— [1 - (1 - cos ₽) ехр (- 4) 1 •	(3-159)
COS PL	\ т / J
Соответственно уравнение для расчета величины предельного
тока /пред при заданной длительности нагрузки t—ty может быть
представлено в следующем виде:
	_ 4X1^7; т»-г«ехр(--).
пред-* / ——-----
V А ял пред Тпред _ Г#€хр (-L)
(3-160)
У размыкающих конструкций контактов выключателей, как
показывают расчеты и опыты, величина постоянной времени около-
коптактных областей обычно очень, мала. Соответственно при
токах .короткого замыкания температура Tmt контактной пло-
щадки нарастает весьма интенсивно и за очень короткий промежу-
ток времени достигает значений, близких к установившейся темпе-
ратуре.
В этих-случаях задача может быть упрощена, поскольку .для
приближенного расчета устойчивости контактной системы может
быть использовано рассмотренное ранее уравнение (3-141)
________
1 mt ~ 1 ту	-ж /--------
/ V Л лН пред
COS-------.
4X1^ Рк. о
(3-161)
Во всех приведенных выше уравнениях действие электродина-
мических сил учитывается выбором соответствующей величины
112
суммарной силы нажатия At.o, определяемой по уравнению
(3-151).
В простейшем случае осесимметричной формы контактной си-
стемы электродинамическая сила PRi, обусловленная стягиванием
линий тока, может быть найдена из уравнения
Рд1 = Аг10-71п)/>//0, я;
Рл1= 1,О2.1О-8/21п]/г/Го,
где 1т—амплитуда тока, a; F—
сечение контактного элемента в месте,
где по имеется искривления линий тока,
см2; /о=лг02— площадь соприкосновения,
см2.
Величина контактной площадки fo в
процессе нагрева изменяется, поскольку
изменяется твердость материала контак-
та с изменением температуры.
Точный учет всех этих факторов при
определении величины предельного тока
поэтому не представляется возможным.
Такая задача может быть решена мето-
дом последовательных приближений, ко-
торый состоит в том, что величина пло-
щадки касания /о принимается неизмен-
ной для рассматриваемого процесса на-
грева и равной
Изменение
Виккерсу)
Рис. 3-25.
твердости (по
поликристаллической ме-
ди в процессе нагрева
•Рк. пр — Рд1
Н пред
=	(3-163)
Н пред
где /Сд — (Рк. йр РД1 ± Рдз)/Рк. пр ко-
эффициент, которым учитывается влия-
ние электродинамических сил. Величина
Кх принимается ориентировочно, проверка правильности выбранной
величины делается после определения искомой величины предель-
ного тока.
5 г, А. Кукеков
ИЗ
Глава четвертая
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССОВ ПРИ ГАШЕНИИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ В ВЫКЛЮЧАТЕЛЯХ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
И ЗАДАЧИ РАСЧЕТА
4-1. ЭЛЕКТРОДУГОВОЕ РАЗМЫКАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ЦЕПЕЙ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Электродуговое размыкание, осуществляемое в дугогасителях
выключателей при отключении в электрических системах перемен-
ного тока высокого напряжения, представляет собой сложный
комплекс взаимно связанных между собой физических процессов
Рис. 4-2. Простая (одно-
частотная) эквивалентная
схема электродугового
размыкания высокоин-
дуктивной цепи перемен-
ного тока
Рис. 4-1. Осциллограмма тока и
напряжения на дуге при элект-
родуговом раз^ьпсании
в дугогасителях и электромагнитных процессов в размыкаемых
цепях.
Во многом электродуговое размыкание может характеризо-
ваться величиной и ходом изменения во времени тока дуги и на-
пряжения на дуговом междуконтактном промежутке дугогаси-
теля.
На рис. 4-1 представлена осциллограмма тока и напряжения,
относящаяся к отключению дугогасителей простой высокоиндук-
тивпой цепи переменного тока (отключение короткого замыкания)
(рис. 4-2). Как видно из осциллограммы, при данных сетевых ус-
ловиях гашение электрической дуги в данном дугогасителс про-
изошло при втором переходе тока через пуль.
Величина и характер изменения тока в дуге при обычных со-
временных способах гашения зависят главным образом от сете-
вых условий, поскольку величина напряжения на дуге при ее го-
рении относительно мала. Только в некоторых частных случаях
при относительно большом напряжении на дуге последняя может,
оказывать влияние на величину амплитуды и форму кривой тока.;
114	с 4-
'	''	'i х
Напряжение на дуге UR(t) в процессе горения в пределах по-
давляющей части каждого полупериода зависит от мгновенного зна-
чения тока I (0 и в общем случае определяется динамической вольт-
амперной характеристикой дуги, относящейся к существующим
условиям воздействия на дугу окружающей дугогасящей среды.
Если пренебречь прикатодным и прианодным .падениями на-
пряжения, которые в рассматриваемых случаях относительно малы,
напряжение на дуге при определенных одинаковых по длине ствола
условиях воздействия окружающей среды можно представить как
произведение: £/д=Дд(£д)/д, в котором /я — длина ствола дуги, см\
ЕЛ(1Я) — градиент напряжения на 'дуге, в/см.
Градиент напряжения на дуге приближенно может быть най-
ден из уравнения динамической вольт-амперной характеристики,
имеющей вид:
I diA____!_	\ __ *д > J	(Л 1\
U' Л Ел dt )	Л2- •	’	-	(
где т — тепловая постоянная времени ствола дуги, сек-, т — пока-
затель степени, характеризующий способ воздействия окружающей
среды на ствол дуги; At — постоянная характеризующая интенсив-
ность тепло- и массообмена в зоне дуги при данном способе воз-
действия на дугу окружающей среды.
Как показывают исследования, при интенсивных способах теп-
лоотвода от дуги в дугогасителях величина'напряжения как функ-
ция тока дуги приближенно может быть представлена нс динами-
ческой, а статической вольт-амперной характеристикой. Если ус-
ловия охлаждения ствола по его длине неодинаковы, напряжение
на дуге при некотором токе г«=/д в общем виде может бытьпред-
ставлсно как
1д'	*д
= («)
6	о д
В этом уравнении Ед(х) = Дх(х)//д<Л)— градиент напряжения,
в/см-, т(х)—показатель степени, характеризующий вид (способ)
воздействия па ствол окружающей среды в некоторой рассматривае-
мой узкой области ствола (х); Лл(х)—множитель, характеризую-
щий интенсивность тепло- и массообмена в дуге в рассматриваемой
области при данном способе воздействия охлаждающей среды.
В дугогасителях выключателей в течение каждого полупериода
условия воздействия окружающей среды па ствол дуги могут су-
щественно меняться. Обычно при больших значениях переменного
гока дуги (тем более при амплитудном значении) условия охлаж-
дения ствола дуги в дугогасителе по интенсивности и по харак-
теру зависимости от величины тока могут существенно отличаться
от условий, которые имеют место при малых значениях тока в на-
чале и в конце полупериода. Обычно при амплитуде тока значе-
ния Д1(х) и т(х) по величине меньше, чем при относительно ма-
льце значениях тока.
5*	115
Й	1	. .
'Ji
•	.	 л
Следовательно, в начале и в конце полупериода тока статиче- *
екая вольт-амперная характеристика приобретает более резкий па- '
дающий'характер, что можно видеть из типичных осциллограмм
тока и напряжения для электродуговых размыканий дугогасите-
лями различных типов.
Резкий подъем напряжения на дуге в начале и в конце полупе-
риода является характерным для дуги, гасимой в дугогасителях
выключателей при электродуговом размыкании индуктивных
электрических цепей перемен-
ного тока высокого напря-
жения.
В рассматриваемой нами
простейшей схеме электродуго-
вого размыкания (рис. 4-2)
(во всех стадиях размыкания
шунтирующее дугу сопротив-
ление бесконечно велико,
гт—“-co) при резком увеличе-
нии напряжения на дуге в кон-
це полупериода должен увели-
чиваться ток ic емкости, шун-
тирующей дугу, что следует из
уравнения
- i	. (4-3)
с dt dt v '
Соответственно должен
уменьшаться ток дуги «д, вели-
чина которого определяется
разностью 1д=1—ic, где I —
мгновенное значение тока гене-
ратора.
Этот переходный процесс
увеличения тока емкости и
Рис. 4-3. Изменение тока и напря-
жения на дуговом промежутке
в конце полупериода тока при га-
шении электрической дуги
уменьшения тока дуги в конце полупериода протекает до некото-
рого момента времени ti (рис. 4-3), когда ток емкости по величине
достигает значения тока дуги, после чего в рассматриваемой си-
стеме происходит переход («опрокидывание») в качественно новое
динамическое состояние.
Данный переходный процесс (состояние) характеризуется тем,
что ток дуги более или менее резко снижается до пуля; при обе-
сточенном (в данном рассматриваемом случае) или почти обесто-
ченном дуговом стволе-в контуре LC возникает электромагнитный
процесс перезарядки емкости С с некоторого начального напряже-
ния Uzi и связанные с этим процессы свободного колебания тока
в контуре и переменной составляющей восстанавливающегося на-
пряжения на дугогасительном промежутке Ut(t) с частотой (в дан-
ном случае) f= 1/(2л]/7.С). С рассматриваемого момента ti ве-
личина и характер изменения напряжения на дуговом промежутке
116
в основном определяются не вольт-амперной характеристикой га-
симой дуги, а ходом электромагнитных колебательных процессов
в отключаемой цепи, т. е. параметрами LC-цепи, амплитудой на-
пряжения промышленной частоты, углом сдвига фаз тока и э. д. с.
генератора.
В начале этого переходного процесса величина тока весьма
мала, начальное напряжение Uzl также относительно мало, следо-
вательно, очень мала и подводимая к дуге мощность. Поэтому
в начальной стадии данного процесса область дугового проме-
жутка теряет свойства самостоятельного дугового разряда, по-
скольку в нем прекращаются процессы термической ионизации; не-
смотря на достаточно высокую степень ионизации в области так
называемого остаточного ствола, преобладающим является хаоти-
ческое тепловое, а не направленное движение носителей зарядов.
При этих качественно новых свойствах ствола создаются усло-
вия для его распада (деионизации) под воздействием окружаю-
щей среды и при определенных условиях для полного восстанов-
ления электрической прочности междуконтактпогб промежутка.
Одновременно под воздействием восстанавливающегося напря-
жения (рис. 4-3) в области остаточного ствола могут возникать и
развиваться ионизационные процессы, способствующие возобнов-
лению (повторному зажиганию) дуги непосредственно в начале
последующего полупериода. Вероятность повторного зажигания
дуги тем больше, чем выше скорость восстановления напряже-
ния dUzldt, т. е. чем выше частота переменной составляющей и чем
больше амплитуда UZm восстанавливающегося напряжения.
Таким образом, процесс распада остаточного ствола дуги в око-
лонулевой области тока в конце каждого полупериода может за-
вершаться, в зависимости от преобладания одного из рассмотрен-
ных выше факторов, либо полным распадом остаточного ствола
с последующим восстановлением электрической прочности между-
контактного промежутка («успешное» гашение дуги в конце рас-
сматриваемого полупериода переменного тока), либо повторным
ее зажиганием, т. е. возобновлением в начале последующего полу-
периода («неуспешное» гашение в конце рассматриваемого полу-
периода) .
Необходимо заметить, что в общем случае условия хода «око-
лонулевых» процессов могут быть несколько иными и отличными
от рассмотренных выше. Отличие может состоять прежде всего
в том, что при особо тяжелых условиях отключения дугргасителем
максимального предельного тока при весьма высокой начальной
скорости восстановления напряжения остаточный ствол в началь-
ный момент (/=Л, рис. 4-3) может обладать еще достаточно вы-
сокой температурой, высокой начальной степенью ионизации и
иметь относительно.большое поперечное сечение (начальный диа-
метр поперечного сечения). В этом случае начальное состояние
ствола характеризуется относительно большой электрической на-
чальной переходной (нелинейной) проводимостью и наличием в нем
так называемого остаточного тока.
117
Поскольку остаточная проводимость ствола шунтирует емкость
С (рис. 4-4), колебательный,процесс восстановления напряжения на
промежутке приобретает более резко затухающий и в пределе апе-
риодический характер, что способствует уменьшению амплитуды
и частоты восстанавливающегося напряжения. Вместе с тем в про-
цессе возобновления электрической дуги под воздействием восста-
навливающегося напряжения за счет остаточной проводимости
(остаточного тока) создаются условия для развития в стволе про-
цессов так называемого термического зажигания электрической
дуги в отличие от электрического пробоя, обычно наблюдаемого
при интенсивном гашении электрической дуги в дугогасителе при
номинальных условиях отключения.
Отличие может состоять также и в исходных сетевых условиях
(режим работы сети, схема размыкаемых цепей и др.) электроду-
Рис. 4-4. Эквивалентная	Рис. 4-5. Электродуговое
одночастотная схема размы-	размыкание в двухчастот-
каемой электрической цепи	ной цепи
 при наличии остаточной •
проводимости междукон-
тактного промежутка в об-,
ласти перехода тока через	’	'
нуль
гового размыкания при различных случаях отключения, для кото-
рых переходные процессы восстановления напряжения Uz(t) на
дугогасителе могут существенно отличаться. Характерными в этом
отношении могут быть [60, 61, 64]:
а)	отключение тока короткого замыкания в однофазной цепи,
питаемой от генератора, при коротком замыкании, возникающем
непосредственно за выключателем (рис. 4-2), прц величине от-
ключаемого тока около 60% номинального тока отключения;
б)	то же, что п. «а», но при предельной величине номинального
тока отключения дугогасителя;
в)	отключение тока короткого замыкания в цепи генератор— .
трансформатор (реактор) при коротком замыкании непосредст-
венно за выключателем (рис. 4-5);
г)	отключение тока линии при «неудаленном» коротком замы-
кании.
Условия электродугового размыкания для первого (п. «а») слу-
чая были рассмотрены ранее. Характерными для этого случая яв-
ляются: одночастотный переходный процесс восстановления напря-
жения (®о= VV?LiCf) без существенного затухания, почти пол-
ное отсутствие в стволе остаточной проводимости, и .остаточного
.	118
пока при ийтейсивйых (жестких) способах гашеййя Дуги (напрй-
мер, в продольном газовом потоке и др.), электрический характер
процесса возобновления дуги. -
Условия размыкания во втором случае (п. «б») отличаются
тем, что при отключении предельного тока в процессе распада оста-
точного ствола и в переходном процессе восстановления напряже-
ния существенную роль могут играть начальная остаточная про-
водимость ствола и остаточный ток, о чем говорилось ранее.
Третьему случаю (п. «в») соответствует один из вариантов эк-
вивалентной двухчастотной схемы, представляющей собой совокуп-
ность двух сопряженных контуров ЦС± и L2C2 (рис. 4-5).
В частном случае, когда <oo2>cooi, т. е. когда собственная ча-
стота контура 2 значительно выше частоты контура 1
(tt>02,=s L2C2 e>oi= LiCi)»
колебательны^ процессы в каж-
дом из контуров могут протекать
Рис. 4-6. Восстанавливающе-
еся напряжение после погаса-
ния дуги при размыкании
двухчастотной электрической
цепи (рис. 4-5), при Li=L2
и
S'*
а b
к

Рис. 4-7. Схема отключения
линии при коротком замыка-
нии на небольшом расстоянии
от выключателя
независимо один от другого; соответственно величина переходного
восстанавливающегося напряжения для каждого из этих контуров
может быть представлена уравнениями:
(0 = ит 11	[1 — ехр (— ajt) cos tt)01/];
ч т Ч
(0 = ит --L*-	[ 1 — ехр (— а20 cos	. /
т
(4-4)
Воздействующее на дуговой промежуток переходное восстанав-
ливающееся напряжение представляет собой сумму отдельных со-
ставляющих (рис. 4-6):
иг (О = и г! (О + UZ2 (/) = ит0 [1 — ехр (— Oji) COS O)01t —
— ехр (— a2Z) cos ©02/ ].	(4-5)
В реальных условиях этот процесс характеризуется относи-; 1
телыю высокой начальной Скоростью восстановления напряжения
обусловленной главным образом составляющей U^t)
повышенной частоты. В результате этого создаются более благо-
приятные условия для развития процессов повторного зажигания
дуги, т. е. условия гашения дуги утяжеляются? В некоторых слу-
119
чаях йе менее важную роль, разумеется, Играет величина амплй-'
туды восстанавливающегося напряжения, которая в данном слу-'
чае в основном определяется переходной составляющей восставав-^
. ливающегося напряжения Uzi(t) и мгновенной величиной возвра-:
вдающегося напряжения Umo-
Отключение тока короткого замыкания, возникающего в линии'
на некотором небольшом расстоянии (удалении) Ik от выключателя'
(рис. 4-7), имеет отличительные особенности.
В данном случае к линейному зажиму выключателя присоеди*:
иена линия с распределенной емкостью. При коротком замыкании
до момента обрыва тока в дугогасителе напряжение вдоль рассма--
Рис. 4-8. Составляющие вос-
станавливающегося напряже-
ния при отключении на линии
тока «неудаленного» короткого
замыкания
Рис. 4-9. Восстанавлива-
ющееся напряжение на
разомкнутых контактах
выключателя после пога-
сания дуги при отключе-
нии тока «неудаленного»
короткого замыкания
триваемого отрезка Ik линии распределяется по закону прямой от-
нуля в точке k до максимума Ub макс в точке b (линейный зажим
выключателя). Величина максимума-
I] ______И -1/9"
ub макс — иф V z j т у
•^л Ьэкв
где £л=£лЛ—индуктивность участка линии lk\ £л>— индуктив-.
ность единицы длины линии, гн/км-, £экв — эквивалентная индук-
тивность сети; £7ф — фазное напряжение.
В процессе отключения в момент обрыва тока возникает и за-j
тем развивается волновой процесс уравнивания остаточного за-4,
ряда, начальное распределение которого вдоль отрезка Ik имеет:
косоугольный характер. Связанное с этим переходное восставав-,i
ливающееся напряжение UZb(t) со стороны линии (на зажиме?
выключателя) имеет характер периодических затухающих колеба-J
ний пилообразной формы (рис. 4-8) с периодом колебаний Т—
=^lklc, где с=3 • 105 км/сек — скорость света.	.3
В простейшем случае, если в схеме отсутствуют шины подпи- j
тывающих подстанций, начальная скорость восстановления на- j
&
120
пряжения по величине равна [65, 66}
^V2I&Z,	(4-6)
I dt j/==Q
где У21—амплитуда тока неудаленного короткого замыкания;
й — угловая частота сети; z= УЬЛ1СЛ—эквивалентное волновое
сопротивление линии.
Амплитуда первого пика этой составляющей восстанавливаю-
щегося напряжения в данном случае
Uzb макс	2 1^2	(У?)
где У 2 I — амплитуда тока неудаленного короткого замыкания
тл = 774 = 1к1с.
Переходная составляющая восстанавливающегося напряжения
Uza(t) со стороны питания в простейшем случае определяется ко-
лебательным процессом в одночастотном контуре ЬэквСэкв при оп-
ределенной (рис. 4-2) величине возвращающегося напряжения. Пол-
ное переходное восстанавливающееся напряжение на разрыве
(или серии разрывов) дугогасителя представляет собой сумму
(рИС. 4-9) Uz(a— Ь)(0 =	Uzb(t)-
Из приведенных соотношений видно, что при относительно не-
большой величине Ik (обычно 2—5 км) при отключении очень
больших токов короткого замыкания скорость восстановления на-
пряжения dUzbldt со стороны линии может быть чрезвычайно
большой, далеко выходящей по величине за пределы обычных
нормированных.	-
Может быть также относительно большой и амплитуда этой со-
ставляющей :£/г6макс^ 0,5 у/2{/ф. Следовательно, в данном случае
тяжелые условия гашения дуги в дугогасителе, связанные с от-
ключением предельно большого тока, существенно ужесточаются
из-за дополнительного воздействия в начальный момент гашения
(при начальном состоянии остаточного ствола) высокочастотной
переходной составляющей восстанавливающегося напряжения
Uzb(t) со стороны линии, т. е. создаются специфические особо
тяжелые условия для гашения дуги в дугогасителе. .
Практика показывает, что выключатель (например,воздушный),
который может успешно отключать предельный для него ток при
коротком замыкании на линии непосредственно у линейного’за-
жима (точка Ь, рис.4-7), в ряде случаев не обеспечивает отключе-
ния этой же линии при неудаленном коротком замыкании, хотя
отключаемый ток в данном (втором) случае может быть несколько
меньшим по величине, чем в предыдущем.
В современных выключателях отключающая способность, необ-
ходимая при отключении в особо тяжелых условиях (главным
образом, при отключении предельных токов при неудаленных ко-
ротких замыканиях), достигается применением специальных спосо-
бов гашения электрической дуги. К таким способам относятся
прежде всего:
121
а)	двухступенчатое электродуговое размыкание с шунтировав
нием одного из разрывов низкоомным сопротивлением в сочста-1
нии. с интенсивными способами воздействия на дугу в дугога-t
сителе;	ч	।
б)	применение, в качестве дугогасящей среды шестифтористой'
серы.	1
Процессы в дугогасителях при этих способах гашения будут 
рассмотрены в дальнейшем.
Из приведенного выше краткого рассмотрения следует, что при^
электродуговом размыкании электрических цепей переменного тока^
высокого напряжения в междуконтактном промежутке дугогаси-j
теля в стадийной последовательности протекают три основных':
процесса:
а)	процесс горения электрической дуги в продолжение подав- 
ляющей части каждого полупериода тока;	'
б)	процесс распада плазмы ствола в течение весьма короткого •
промежутка времени в конце полупериода (в так называемой око- <
лонулевой области тока) при том или ином характере воздействия •
на ствол окружающей среды, с одной стороны, и, с другой, воз-,
действия электрического поля переходного восстанавливающегося .
напряжения;
в)	восстановление электрической прочности в завершающей
части процесса распада остаточного ствола.
Основными и более важными стадиями являются распад ствола .
дуги и восстановление электрической прочности, поскольку в ходе
их непосредственно определяется «успешное» гашение или «нега-
шепис» дуги в конце рассматриваемого полупериода.
Тем не менее, еелд! из рассмотрения исключить практические
способы гашения дуги при синхронном размыкании контактов не-
посредственно перед переходом тока через нуль в конце полупе-.
риода (что будет рассмотрено ниже), то стадийный процесс горе- ,,
ния в электродуговом размыкании может также приобретать весьма
существенную роль. Это обусловлено тем, что от характера про- ’
цесса горения дуги во многом может зависеть ход процессов (га-
зообразование, повышение давления в камере, термодинамическое
торможение охлаждающих дугу потоков и др.), определяющих ход
- последующей стадии — распада ствола. Кроме того, в некоторых
.. случаях (папример, в дугогасителях с большим падением напряже-
ния на дуге) характеристики электрической дуги при ее горении
непосредственно могут влиять на ход электромагнитных процес-
сов в отключаемой цепи, т. е. на величину и характер изменения
отключаемого тока, на величину угла сдвига фаз тока и э. д. с.
источника питания, следовательно, на мгновенную величину воз-
• вращающегося напряжения.
Болес того, как показывают исследования, при относительно
большой величине напряжения на дуге в процессе ее горения
в дугогаситсле условия отключения линий при неудаленных корот-
ких замыканиях для дугогасителя становятся более легкими.
Рассмотрение вопросов теории и результатов опытных исследо- h
122
ваний стадийных процессов при электродугбвом размыкании яв-
ляется основой для правильных предпосылок в практических рас-
четах и конструировании дугогасителей переменного тока высо-
кого напряжения.
4-2. ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ДУГА В ДУГОГАСИТЕЛЯХ ПЕРЕМЕННОГО
ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Электрическая дуга представляет собой одну из форм элект-
рического разряда в газах, отличающуюся от других форм отно-
сительно низким катодным падением напряжения (не более 20 в)
и весьма высокой плотностью тока (104—106 а] см?) в прикатодной
области. -
Кроме этих общих свойств, в электрической дуге при ее обра-
зовании, горении и гашении проявляются специфические свойства
в зависимости от влияния многих внешних ‘‘факторов» например
таких, как материал и состояние поверхности электродов, протя-
женность междуэлектродного (междукопт’актного) промежутка,
природа, состояние внешней среды и характер ее воздействия па
дугу, воздействие внешних магнитных полей, величина и характер
изменения тока в дуге и др.
В дугогасителях выключающих аппаратов переменного тока вы-
сокого напряжения, основанных на применении различных спосо-
бов гашения дуги, встречаются многие разновидности (типы)
электрических дуг, имеющие те или иные отличительные свой-
ства. Основные из них можно классифицировать по ряду отдель-
ных признаков.
А. По природе и давлению газообразной дугогасящей среды не-
посредственно в зоне горения дуги:
1. Электрические дуги в газе (газопаровой смеси) и в парах
металла при высоком давлении (р/ро^О,1).
2. Электрические дуги в парах металла при низком давлении
(р^Ю-4 мм рт. ст., например, в вакуумных дугогасителях).
Б. По относительной длине дуги:
1. Длинные электрические дуги переменного тока.
2. Короткие электрические дуги переменного тока между нака-
ленными или холодными электродами.
Под длинной дугой переменного тока понимают дугу, у ко-
торой:
а)	протяженность ствола неизмеримо больше размеров (напри-
мер, диаметра) его поперечного сечения;
б)	падение напряжения на стволе значительно больше катод-
ного падения напряжения;
в)	при гашении дуги и восстановлении электрической прочности
дугового промежутка определяющими являются процессы в стволе,
а не в прикатодной области.
Под короткой дугой переменного тока понимают такую дугу,’
У которой при относительно малой длине ствола в процессе ее
горения и, особенно, гашения и восстановления электрической
123
йрбчности основное зНачеНйе НМеЮт Явлений в прикатодной об-
ласти; в этих процессах заметную роль может играть также теп-
лообмен между коротким стволом и поверхностями электродов.
В современных конструкциях дугогасителей выключателей пе-
ременного тока высокого напряжения, рассчитанных на большие
номинальные токи отключения, применяются преимущественно раз-
личные способы гашения длинных дуг при высоких давлениях,
Обычно в этих устройствах в отдельные стадии электродугового
размыкания ствол дуги, расположенный соответствующим образом
в каналах или ограниченных объемах, подвергается непосредст-
венно интенсивному воздействию окружающей дугогасящей среды,
При этом, как уже говорилось выше, в каждом отдельном случае
дуга (вернее — ствол) может иметь отличительные свойства.
. В этом отношении электрические^дуги в таких> дугогасителях
ориентировочно можно классифицировать следующим образом.
1.	По пространственно-объемным условиям:
а)	электрическая дуга в газопаровом пузыре, в масле;
б)	электрическая дуга в узком канале, образованном твер-
дыми газогенерирующими стенками;
в) электрическая дуга в узкощелевом канале, образованном
поверхностями твердых изоляционных (жаростойких) стенок;
г) электрическая дуга в дутьевом сопле.
2.	По способу воздействия на ствол окружающей среды:
а)	электрическая дуга в интенсивном продольном или попе-
речно направленном потоке сжатого воздуха;
б)	электрическая дуга в интенсивном потоке газопаровой
смеси;
в)	электрическая дуга в интенсивном потоке газообразных про-
дуктов теплового разложения твердых газогенерирующих мате-
риалов;
г)	электрическая дуга в интенсивном потоке электроотрица-
тельного газа (например, шестифтористой серы SF©);
д)	электрическая дуга, охлаждаемая в газопаровом пузыре,
в масле;
е)	электрическая дуга, охлаждаемая в сжиженном газе (на-
пример, SFe);
ж)	поперечно охлаждаемая электрическая дуга в воздухе или
SFe при движении под влиянием поперечного магнитного поля;
з)	электрическая дуга, поперечно охлаждаемая в масле при
движении под влиянием поперечного магнитного поля;
и)	электрическая дуга, охлаждаемая у поверхностей твердых
изоляционных жаростойких стенок.
Как уже говорилось выше, при гашении этих дуг основную роль
играют процессы в области ствола; явления и процессы в приэлект-
родных областях дуги при этом не оказывают непосредственного
заметного влияния. Поэтому исследование ствола электрической
дуги и установление основных его параметров и характеристик
имеют большое практическое значение в решении задач по расчету
и конструированию дугогасителей выключателей.
124
4-3. ЗАДАЧИ РАСЧЕТА ДУГОГАСИТЕЛЕЙ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ПЕРЁ*
МЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
В современных выключателях переменного тока высокого на-
пряжения дугогасительное устройство (дугогаситель) является
главным элементом конструкции, в котором при отключении со-
вершается основной рабочий процесс — электродуговое размыка-
ние электрической дуги.
С работой дугогасителя связан сложный комплекс протекаю-
щих В'нем физических процессов; к общим, наиболее характерным
из них относятся такие:
а)	горение электрической дуги при свойственных данному дуго-
гасителю условиях воздействия на нее окружающей среды;
б)	изменение величины между контактного промежутка (длина
ствола дуги) при горении и гашении дуги;
в)	изменение физико-химического состава-и состояния дугога-
сящей среды в зоне горения дуги;
г)	образование потоков газообразных или жидких дугогасящих
сред (газа, газопаровой смеси, масла и др.) в рабочих объемах и
каналах дугогасителя в отделвиые стадии электродугового раз-
мыкания; _
д)	изменение давления, температуры дугогасящей среды, вы-
зываемое в дугогасителе под влиянием внешних воздействий; .
с) изменение характеристик магнитного потока внешнего маг-
нитного подя, воздействующего на дугу;
ж) изменение физического состояния остаточного ствола (тем-
пературы, „степени ионизации, диаметра поперечного сечения и др.)
в околонулевой области тока и нарастание электрической проч-
ности между контактного промежутка (см. § 4-1).
Ход и взаимное сочетание отдельных процессов в дугогасителе
характеризуют основные его физические свойства, в частности его
дугогасящую способность. С другой стороны, физические свойства
дугогасителя зависят от принципа его действия, выбранных кон-
структивных форм и геометрических параметров основных узлов
и деталей.
Под параметрами дугогасительного устройства понимают:
число, взаимное-расположение, геометрическую форму и размеры
рабочих каналов, в которых происходит горение и гашение дуги;
геометрическую форму и размеры междуконтактного промежутка
в момент гашения дуги и число промежутков. К параметрам дуго-
гасителя можно также отнести все основные размеры электромаг-
нитов системы магнитного дутья (если в данном, дугогасителе оно
используется).
К основным характеристикам дугогаснтсльных устройств могут
быть отнесены: характеристика скорости движения дугогаситель-
пых контактов; скорость движения встроенных в дугогаситель кла-
панов (если они имеются); максимальная величина и характер
изменения давления газообразной среды в рабочих объемах, кана-
лах, выхлопных устройствах и др.; характеристики течения пото-
ков дугогасящей среды в зоне гашения дуги в отдельные стадии
125
МёктроДугбвогб размЫкаййЯ; Скорость расТягиваййя й йереМеЩё|!
ния ствола дуги под влиянием поперечного магнитного поля (в слух|
чае так называемого электромагнитного гашения дуги); изменение!
напряжения на дуге и выделяющейся в ней мощности и энергий;!
характеристики и параметры остаточного ствола дуги (электриче-1
ская проводимость, диаметр поперечного сечения, температура.1
и др.) и характеристики нарастания электрической прочности про
межутка в околонулевой области тока.	|
Расчет и конструирование дугогасительного устройства явля-Д
ются одной из наиболее важных задач в проектировании выключа-i
телей переменного тока высокого напряжения. В задачу расчета!
входит определение по заданным исходным данным оптимальных !
параметров и рабочих характеристик дугогасителя, основанного на|
том или ином принципе гашения дуги.	Я
Полученные расчетные данные об оптимальных параметрах и|
характеристиках могут служить основой для детальной разра-З
ботки конструкции дугогасителя (обычно опытного образца). |
Вместе с тем ряд полученных данных, таких, как характера-|
стики движения дугогасительных «контактов, расход дугогасящей |
среды на один цикл отключения (например, сжатого воздуха), дан-1
ные об изменении давления сжатого воздуха, газа или масла в от-1
дельных объемах и каналах дугогасителя и др., необходимы как |
исходные данные для расчета и конструирования других узлов кон- а
струкции выключателя: приводов, приводных механизмов, резер-1
вуаров, газовых трактов, различных клапанов и др. Таким обра- 1
зом, принцип действия, конструктивные формы и физические па- 1
раметры дугогасителя во многом определяют конструктивные
формы и ряд основных размеров выключателя в целом.	|
Расчет параметров дугогасителя и характеристик протекающих
в нем процессов охватывает широкий круг задач механики, тепло-
физики, теории газового разряда, гидро-газодинамики и др.
Следует заметить, что перечисленные выше основные физиче-
ские процессы, наблюдаемые в дугогасителях при отключении,
имеют быстропротекающий, резко переходный и в ряде случаев не-
линейный характер; в ходе их взаимное влияние многих отдельных
факторов может быть чрезвычайно сложным. Поэтому вопросы
теории и методы расчета ряда наблюдаемых в дугогасителях про-
цессов развиты пока еще не в такой степени, чтобы можно было
всегда находить аналитические решения отдельных задач в виде ,)s
количественных соотношений, позволяющих точно рассчитывать па-
раметры и характеристики дугогаейтелей. Более того, при совре-
менном состоянии исследований ряда процессов, например микро-
кинетических процессов в области остаточного ствола, нс всегда
представляется возможным дать детальную теоретическую трак-
товку и обобщения.	. $
В связи с этим построение современных методов расчета про- .5
цессов при горении и гашении дуги и расчета параметров дугога- а
сителей возможно только при тех или иных принятых упрощающих
предпосылках, например таких, как:
126
а)	упрощенная физическая картина процесса без учета влияния
явно второстепенных факторов;
б)	схематизация вида воздействия отдельных факторов;
в)	упрощенные геометрические формы моделей рассчитываемых
систем;
.	г) усреднение физических констант,, параметров, коэффициен-
тов и характеристик отдельных явлений;
д)	линеаризация уравнений, относящихся к рассматриваемым
процессам, которые в общем случае могут иметь нелинейный ха-
рактер, и др.
Разумеется, в современных методах расчета дугогасителей боль-
шое значение имеет использование обобщенных опытных данных,
полученных при исследованиях физических параметров и харак-
теристик электрической дуги и ряда отдельных- сложных процес-
сов, наблюдаемых в дугогасителях, а также данных, полученных-
при исследованиях и испытаниях моделей, макетов и промышлен-
ных опытных образцов дугогасителей^ аналогичного типа. Этот
вопрос в настоящее время имеет большое значение, поскольку за
последние годы благодаря усовершенствованию методов и тех-
ники эксперимента подобного рода опытные исследования приоб-
ретают все более глубокое научное содержание. Это позволяет не
только более детально изучать физическую сущность самих -про-
цессов, по также вносить уточнения в методики и результаты при-
ближенных инженерных расчетов дугогасителей.
В настоящее время в области исследования и расчета дугога-
ситслей выключателей переменного тока высокого напряжения оп-
ределились четыре более или менее самостоятельные проблемы:
а) исследование и расчет физических параметров и характери-
стик электрической дуги;
б)	исследование параметров и характеристик остаточного ствола
в процессе его разрушения в околонулевой области тока и восста-
новления электрической прочности дугогасительного промежутка;
в)	исследование теплофизических, газодинамических и других
процессов в дугогасителе при электродуговом размыкании;
г)	исследование восстанавливающегося напряжения на дугога-
сительном промежутке после перехода тока через нуль.
Научное содержание этих проблем должно служить основой
для создания современных инженерных методов расчета дугогаси-
телей.
4-4. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ДУГОГАСИТЕЛЬНЫМ УСТРОЙСТ-
ВАМ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ И ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ИХ РАСЧЕТА
На основании общих требований, предъявляемых к выключате-
лям (ГОСТ и др.), и опыта исследований и эксплуатации можно
сформулировать следующие общие требования к дугогасителям.
1.	Дугогаситель должен надежно гасить электрическую дугу
при заданном номинальном напряжении и заданных сетевых
условиях восстановления напряжения, при отключении заданных
127
предельных максимальных токов (достигающих иногда по вели-
чине сотен тысяч ампер.) в заданных пределах времени и циклах
. операции.
2.	Должен надежно и быстро, без повторных зажиганий и без
появления в отключаемой цепи чрезмерных коммутационных пе-
ренапряжений гасить дугу при отключении номинальных токов
нагрузки, емкостных токов ненагруженных линий и индуктивных
токов ненагруженных трансформаторов.
3.	Должен стабильно работать без изменения начальных основ-
ных характеристик в течение заданного эксплуатационного пе-
риода или в пределах заданного числа операций.
4.	Контактная система дугогасителя должна быть простой, на-
дежной в работе, высокоизносостойкой и легкодоступной для
осмотра и замены изношенных частей.
5.	Элементы конструкции дугогасителя (корпус камеры, дуго-
гасительные перегородки, сопла, элементы механизмов контакт-
ных систем и др.) должны обладать достаточной механической
прочностью и надежностью при длительной эксплуатации.
б.	Конструкция дугогасителя в целом должна быть простой,
надежной в работе, технологичной в производстве и удобной
. в эксплуатации.
7.	' Расход дугогасящей среды (масла, сжатого воздуха или га-
за), необходимой для выполнения операции отключения в задан-
. ном цикле, должен быть. минимальным.
8.	Конструкция и номинальные данные дугогасителя должны
отвечать требованиям рациональной компоновки конструкции вы-
' ключателя или серии выключателей па различные классы поми-
нального напряжения.
. Наряду с указанными общими требованиями к дугогаситслям
выключателей может предъявляться ряд специальных требований,
например: надежная работа дугогасителя в условиях очень боль-
шого числа частых включений и отключений поминальных токов
нагрузки (дугогасители выключателей для электропечных устано-
вок высокого напряжения), взрывобезопасность и др.
Основными исходными, данными для расчета и конструирова-
ния дугогасителей являются:
'	а) выбранный тип дугогасителя, род и свойства исходной ду-
гогасящей среды;
б)	схема конструкции устройства;
в)	номинальное напряжение, относящееся ко всем последова-
тельно включенным между собой междуконтактным промежуткам
дугогасителей полюса выключателя, и предполагаемое (или зара-
нее рассчитанное) распределение напряжения по отдельным дуго-
гасительным промежуткам;
г)	.величина номинального тока отключения, номинальная мощ-
ность отключения и предельная максимальная величина тока от-
ключения;
д)	характеристики восстанавливающегося напряжения (стан-
дартные или специальные);
128
е)	время гашения дуги и заданный цикл операций;
ж)	номинальный ток длительной нагрузки контактной системы
дугогасителя;
з)	сквозной ток короткого замыкания и ток включения на
к. з.;
и)	исходное давление воздуха (газа) в резервуаре (камере)
п в. рабочих газопроводах;
к)	предполагаемый способ размещения и способ электриче-
ской изоляции дугогасителя (или комплекта дугогасителей) в кон-
струкции выключателя (серии выключателей, если проектируется
модульный дугогасительный элемент).
Исходные данные для разработки дугогасителей устанавлива-
ются на основании технических условий на проектируемый выклю-
чатель (серию выключателей), отвечающих требованиям ГОСТ
и ряду специальных требований (если они имеются).
Глава пятая
РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ И ХАРАКТЕРИСТИК
дугогасительных' устройств Воздушных
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
5-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ГАШЕНИЯ ДУГИ В ДУ-
ГОГАСИТЕЛЯХ С ПРОДОЛЬНЫМ ВОЗДУШНЫМ ДУТЬЕМ
Охлаждение ствола дуги в интенсивном продольно направлен-
ном потоке сжатого воздуха является одним из эффективных
средств гашения дуги в выключателях переменного тока высокого
напряжения. В дугогасителях воздушных выключателей гашение
электрической дуги происходит в дутьевых каналах (соплах), ко-
торые конструктивно в совокупности с оконечной частью контак-
тов дугогасителя образуют так называемую дутьевую систему.
Критическое течение сжатого воздуха (за счет повышенного давле-
ния в камере) в таких устройствах устанавливается при размыка-
нии или непосредственно перед размыканием контактов.
Ствол дуги, образовавшейся на размыкающих контактах под
действием воздушного потока (иногда также и под действием
внешнего магнитного поля), растягивается и быстро перемещается
в дутьевые сопла (или одно сопло), где происходит ее гашение.
В зависимости от формы и взаимного расположения контактов
и сопел гашение дуги в таких устройствах может происходить:
а)	при одностороннем дутье — через металлическое сопло
(рис. 5-1,а);
б)	при одностороннем дутье — через изоляционное сопло
(рис. 5-1,6);
в)	при двустороннем симметричном дутье — через соплообраз-
ные контакты (рис. 5-1,в);
129
г)	при двустороннем несимметричном дутье — через соплообраз-
ные контакты (рис. 5-1, г).
Характерные особенности перечисленных способов дутья будут
рассмотрены ниже.
Теоретичсскйе и опытные исследования [77, 81, 89, 90 и др.]
показывают, что гашение дуги в таких устройствах может быть
наиболее успешно осуществлено при следующих основных усло-
виях.	/
Рис. 5-1. Способы осуществления продольного дутья в камерах воз-
душных выключателей: а — одностороннее дутье через металлическое
сопло; б — одностороннее дутье через изоляционное сопло; в — дву-
стороннее симметричное дутье через соплообразные контакты; г —
двустороннее несимметричное дутье через соплообразные контакты
1.	Скорость потока сжатого воздуха в горловине сопла при
наличии в нем гасимой дуги при амплитуде тока не должна па-
дать ниже некоторой'предельной минимальной скорости.
2.	Входная часть дутьевой системы, образованная оконечностью
контакта и горловиной сопла, должна иметь оптимальные геоме-
трическую форму и соотношения определяющих размеров; форма
и размеры выхлопной части также должны быть оптимальными.
3.	Непосредственно в конце полупериода тока дуги и в после-
дующий относительно короткий отрезок времени скорость потока
в горловине сопла должна достигать критического значения, а вс-
130
ЛйчИйй Давлений в збйе Остаточного сТвбла (особенно вб входной
части дутьевой системы) должна быть возможно наибольшей.
При указанных условиях более интенсивно протекает процесс
распада высокоионизированного остаточного ствола (см. § 4-1) и
связанное с ним восстановление электрической прочности между-
контактного промежутка.
Этими условиями определяется главным образом круг вопросов,
связанных с задачами расчета основных процессов, характеристик
и параметров дугогасительных устройств данного типа:
1.	Определение параметров и характеристик ствола дуги, охлаж-
даемого в продольном потоке воздуха (газа).
2.	Расчет процесса течения воздуха (газа) через сопло при
наличии в нем электрической дуги в отдельные стадии ее го-
рения.
3.	Определение предельного тока отключения дутьевой- си-
стемы.
4.	Расчет восстановления электрической прочности дугового
промежутка при отключении предельного тока отключения, опре-
деление предельной мощности отключения.
5.	Расчет геометрических параметров дугогасителя при задан-
ных исходных условиях.
5-2. СВОЙСТВА ПЛАЗМЫ СТВОЛА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ
Ствол дуги — часть дугового разряда, расположенная между
приэлектродными (катодной и анодной) областями.
Область ствола дуги при высоком давлении (см. § 4-4) пред-
ставляет собой газообразную термически возбужденную высокоио-
низированную среду — плазму, в которой высокая температура и
соответственно высокая степень термической ионизации поддер-
живаются за счет электрической энергии, подводимой от внеш-
них источников.
Под влиянием внешнего электрического поля источников в этой
области происходит дрейфовое движение носителей зарядов (тока).
Процессы переноса и нагрева (термического возбуждения)
в плазме находятся в тесной взаимной связи; заданной величине
тока в стволе соответствует некоторое вполне определенное состоя-
ние плазмы (прежде всего температура), так же как и градиент
напряжения области ствола.
Основными носителями тока в плазме дуги являются элект-
роны, поэтому обусловленная кинетической энергией электронов
электронная температура Тс выше, чем температура Тр положи-
тельных иопов и тем более чем температура Та атомов газа;
т. е. Те>Тр>Та:
С увеличением давления разница между температурами умень-
шается. Это обусловлено тем, что при увеличении давления свобод-
ный путь электрона (Хе~1/р) уменьшается, при этом уменьшается
запасенная электроном кинетическая энергия направленного движе-
ния, получаемая им от внешнего электрического поляна пути одного
131
Свободного пробега. Одновременно с этим благодаря увеЛиче-^
нию числа соударений при повышенном давлении энергия электро-J
нов может в большей степени рассеиваться в плазме, т. е. абсорби-£|
роваться на положительных ионах и нейтральных атомах. Все это 31
в результате приводит к некоторому уравниванию температур Те, -i
Т'р И Та-	'Ц
Избыток кинетической энергии, который передается электро-
ном при одном упругом нецентральном соударении положитель- 3
ному иону, обладающему средней температурой Тр при тепловом 3
движении, составляет	|
где те и тр— соответственно масса электрона и положительного
иона, кг; k — 1,38 • 10-23 дж/град—постоянная Больцмана; Те и
Тр — температура электронов и положительных ионов.
Энергия, приобретаемая электроном от внешнего электрического
поля между двумя соударениями, может быть найдена из урав-
нения

(5-2)

где е=1,57-10-19 k — заряд электрона; /пе=9,02« 10~31 кг — масса Я
электрона; Е — напряженность электрического поля, в/м; хе—
= l/ve—время между двумя столкновениями электрона с тяже- 1
лыми частицами, сек; ve — частота электронных столкновений,
\1сек.	J
Для равновесного процесса, когда избыточная энергия элект- |
рона полностью рассеивается в плазме, справедливо равенство
«)/? “ (Д^е)соуд’	(5'3)
Соответственно получаем избыточную температуру электрона
Д7\ = Те — Т„ = — (—V
‘ е р & \meveJ k
и относительную избыточную температуру
ДТе   1 / еЕ \2 шр
~Те	6 (.	) kTe
Из этих уравнений видно, .что с увеличением давления, т. е. 1
с увеличением частоты ve электронных соударений, избыточная \
температура электронов уменьшается. Расчеты показывают, что *
даже при нормальном атмосферном давлении превышение темпе- У
ратуры электронов незначительно. Например, для плазмы дуги, го- 3
рящей в воздухе при атмосферном давлении, при £'=5-103 в/м и 1
средней температуре Те^Тр=1 • 104°К, относительное превышение /
электронной температуры составляет около 3%. При более высо-
ком давлении, что обычно имеет место в дугогасителях, это пре-
вышение должно быть еще меньшим.
(5-4)|
(5-5) ;1
132
.На рис. 5-2 [68] приведены данные О температуре электронов
и температуре атомов плазмы в воздухе в зависимости от давления
при постоянной величине тока. При р/ро<О,1 (где ро— нормаль-
ное атмосферноне давление), как видно из рисунка, по мере умень-
шения давления превышение температуры электронов значительно «
увеличивается; при plpo>Q,\ с увеличением давления температуры
практически уравниваются. Таким образом, при относительно низ-
ких давлениях (p/p«<0,l) плазм.а дуги не изотермична. Послед-
нее является основным признаком электрической дуги низкого дав-
ления. 
При высоком давлении плазму ствола можно принимать как
изотермическую плазму, в которой все кинетические процессы, так
же как и основные ее свой-
ства (средняя скорость час-
тиц в' тепловом движении,
электрическая проводи-
мость, излучение, теплоем-
кость, теплопроводность и
др.), становятся однознач-
но зависимыми от темпера-
туры, одинаковой для всех
частиц плазмы.
Плазма ствола дуги вы-
сокого давления квазиней-
тральпа, т. е. обладает
электрической нейтрально-
Рис. 5-2. Температура электронов и
атомов плазмы дуги в зависимости от
давления
стью в среднем по доста-
точно большим длинам и
промежуткам времени. Например,
в плазме дуги в воздухе при' нормальном атмосферном давлении
760 мм рт. ст., при Ге=1 • 104 °К и пе — 1 • 1017 1/слР условия квази-
нейтральности сохраняются для объема с радиусом г>5-10-в см,
т. е. с большой точностью для ничтожно малых пространств в об-
ласти ствола.
Ниже рассматриваются некоторые свойства изотермической
плазмы.
Состав изотермической плазмы. Концентрация носителей заря-
дов или степень ионизации компонент газа плазмы при заданной
температуре и давлении характеризуют состав плазмы.
Расчет состава плазмы основывается на уравнении Саха, кото-
рое выведено только для равновесных обратимых процессов обра-
зования и потерь носителей зарядов в изотермической плазме, т. е.
для определенных условий:
1. Акты ионизации в основном (в пределе — полностью) урав-
новешиваются рекомбинацией, потери носителей за счет диффузии
относительно малы.
2. Преобладающая часть энергии возбужденных атомов возвра-
щается плазме за счет соударений второго рода; доля энергии,
излучаемая атомами из области ствола, относительно мала (в пре-
деле равна нулю).
133
' . i
- В этих условиях процессы диссоциации и ионизации и обрат- Ц
ный процесс рекомбинации могут быть описаны уравнениями, ко-”Ц
торые аналогичны уравнениям химической реакции:	3
а)	для однократной ионизации Аа^ Ар-^-е, где Аа — нейтраль-.Ц
, ный атом; Ар — положительный ион; е — электрон;	Ц
б)	для двукратной ионизации Л+Х ен-Л++;	1
в)	для атомов, обладающих сродством к электрону, Аа±е. а
Для процесса однократной ионизации уравнение Саха имеет .Я
вид:	Я
пепр _ Ze7.p / 2nmekT Vn (	eU i	(5-6)
Za \ ft® ' J	? \	kT /	V ’ Ц
В этом уравнении ne, np, na — концентрация электронов, поло- Ц
жительных ионов и нейтральных'атомов, 1/jw3; Ze, Zp, Za—функции Я
состояния соответственно для электронов, положительных ионов
и атомов; Т — температура газа, °К; А=6,625-10-34 дж • сек по-
стоянная Планка; Ui —первый ионизационный потенциал, относя-..|
щийся только к электрону.	'	1
Функция состояния для электрона Ze=2, для атома Zo=l, 1
для иона можно в первом приближении принять
Zp = 4 + 2expf—; G =	— 4 + 2ехр (—
Р	kT ) Za	1 \ kT /	1
$
Уравнение (5-6) можно преобразовать, если ввести степень
ионизации, которую для некоторой компоненты s газа можно пред- 1
ставить уравнением	' |
а$==_Д£_,	(5-7) 1
**	nps । nas	v|
где nps-i-nas — полное число атомов в единице объема данной ком- |
поненты исходного газа; пе — общая концентрация электронов
в плазме многокомпонентного газа. Тогда уравнение (5-6) приво-
дится к виду:	|
_^«_n = 2G(-?^^-Y/’exp(—	,	(5-8) I
1 —as \ ft® )	kT I	7 |
где n=ne+nps+na3.
Для однократной ионизации однокомпонентного газа будем
иметь	|
'	п~т=2"‘ + "‘-	,М) i
Следовательно, уравнение (5-8) приводится к виду:
а2	Т,/з	/	el/i \	,
-2— = GCi ~- ехр-------— I,	(5-10).
1 — а2	Р	\	kT /
где Сх = 24,2-IO"2 -g ” s ; р~давление газа, н/м2.
\ й2 /	м /град '*
134
(5-11)
Если степень ионизации мала, т. с. а < 1, будем иметь
а — YCi KG -X— exp (—
r 1 r p'* E \ 2kT )
Ha рис. 5-3, а даны кривые степени термической ионизации а—
=f(T) для различных газов и паров металлов. Как видно из этих
кривых, термическая ионизация может происходить, если темпе-
ратура газа превышает значение некоторой минимальной темпе-
ратуры То, зависящей от состава газа
и ионизационного потенциала отдель-
ных компонент. На рис. 5-3,6 приве-
дены данные о концентрации электро-
нов плазмы в воздухе в зависимости
от температуры и давления (78].
•концентрация электронов
термической ионизации; б —
Рис. 5-3. Степень термической ионизации
в высокотемпературных газах: а — степень
концентрация электронов в воздухе с высокой температурой
Ро — атмосферное давление
И
Из приведенных кривых видно, что с увеличением давления
при данной температуре степень ионизации уменьшается, в то же
время, как видно из уравнения (5-9), концентрация носителей тока
должна увеличиваться.
Для многокомпонентного газа, т. е. для смесей нейтральных
атомов разного сорта с различными потенциалами ионизации, сте-
пень ионизации зависит от условия равновесия в целом.
Средняя степень ионизации ат плазмы как целого может быть
найдена из уравнения
-
S
^(«p + «a)s
S
(5-12)
135
Уравнение для расчета степени ионизации каждой из компо- ?
непт имеет вид: 'г
------------------= CxG — exp (—	.	(5-13)
1 —asl —am	Р	kT J	v 1
Для смеси из z компонент газа степень ионизации a.s каждого
газа и средняя степень ионизации ага могут быть найдены из со-
вместного решения (г+1) уравнений для величин а??г и а.$ ($ =
= 1, 2, ..г), из которых z уравнений типа (5-13) и одно уравне-
ние типа (5-12).	4
Примеси паров металлов,
имеющих относительно низкий по-
тенциал ионизации, даже в не-
большой мольной доле значи-
Рис. 5-5. Состав азотной плаз-
мы при атмосферном давлении
Рис. 5-4. Плотность электронов
в плазме воздуха пф1 наличии
примесей при атмосферном дав-
лении; мольная доля Ба, Sr, Са,
Mg, Be равна 10-6
телыю увеличивают концентрацию электронов плазмы смеси в це-
лом. Это можно видеть из кривых рис. 5-4.
В табл. 5-1 приведены численные значения потенциалов иони-
зации некоторых газов и паров металлов.
В случае двукратной ионизации уравнение Саха имеет вид:
= 2	ехр	(5-14)'
n+	Z+ \ - к* ' ]	\ kT	V ’
В этом уравнении UH—второй ионизационный потенциал, в;
п$ и tis+ — концентрация положительных ионов.
На рис. 5-5 приведен состав азотной плазмы при нормальном
атмосферном давлении в зависимости от’температуры [79].
Электрическая удельная проводимость плазмы. В плазме ствола
дуги основными носителями тока являются электроны. Уравнение
плотности полного тока проводимости имеет вид:
/ = eneve — епеЬеЕ — оЕ.	(5-15)
136
В этом уравнении ve—beE — средняя направленная скорость
электронов, м!сек\ Ьс — подвижность электронов, мг/(сек-в).
Удельная электрическая проводимость плазмы
ст = епеЬе.	(5-16)
Из приведенного следует, что электропроводность зависит от
концентрации электронов и от их подвижности. Последняя может
быть представлена как
________________ в2л Ае
е ” ' meve ’
(5-17)
где К =-------------длина свободного
2 nkQek
k ,	, '	у-----
.	.. / 8kT
пробега электрона, м; = I/ —
средняя скорость электрона при теп-
ловом движении, м/сек-, Qeh — попе-
речное сечение столкновений положи-
тельного иона и атома с электроном.
После подстановки можно полу-
чить общее выражение для удельной
электропроводности
У, nkQek
k
(5-18)
В плазме имеются два типа столк-
новений: близкие столкновения между
электронами и нейтральными атомами
и далекие столкновения между ио-
нами.
х	Таблица 5-1
Потенциалы ионизации
газов и паров металлов
Газ	Ионизационный потенциал, в	
	и1	
Обычные газы Н	13,53	
н2	15,6	-	9»"^
N	14,48	29,47
n2 >	15,51	—
О	13,55	34,93
02	15,51	—
со	14,1	—
со2	14,4	——
но	9,5	—
Пары		
, металлов Fe	7,9	16,0 18,0
Ni	7,6	
Си	7,7	20,3
Мо	7,4	—
Fe	8,0	—
Hg	10,4	19
Исследования электропроводности плазмы развиты только для
случаев, относящихся к одному из этих двух видов столкновений.
Для слабоиопизированного газа подвижность электронов обус-
ловлена близкими столкновениями [69], для этого случая урав-
нение электропроводности имеет вид:
стбл =0,532 ag-2—J-;
бл	(mekT) ^ Qe
(5-19)
где а — степень ионизации; Qe — сечение столкновения электрона
с атомами (рис. 5-6).
Для полностью ионизированной плазмы главную роль играют
далекие столкновения, в этом случае [69, 80]
с,-	,	(5-20)'
In (
Uo /
где = ]/ kTI(Znn^)— дебаевская длина; Ьй = ^/(ЗАТ) —параметр
соударения.
137
Для промежуточных Случаев теоретических выводов нет. Пред-
ложено приближенное уравнение
1	1 1 1
а	абл + <*д *	(5-21)
• Все соотношения выведены для плазмы при отсутствии воздей-
ствующих на нее внешних полей, электропроводность в этом слу-
чае является скаляром. При наличии внешних полей элекропро-
водность обращается в тензор, выражение для него здесь
опускаем. Электропроводность равновесной плазмы воздуха в за-
Рис. 5-7. Электропровод-
ность равновесной плазмы
воздуха
рй — атмосферное давление
Рис. 5-6. Сечения столкно-
вений электронов с некото-
рыми атомами и молеку-
лами
плазмы может быть представлено в виде суммы ho=ha+hp+he,
вТ'сек]кг, где ha, hp, he — удельное теплосодержание (энтальпия)
атомов, положительных ионов и электронов.
Каждая из составляющих представляет собой:
й — * Г & ьт I 1 д । ьт2
“ та [ 2 kl + 2 Ad + М	’
[4 kT + Т А °-+еи' + kT‘ ^7;
ft =_L-5_#r.
е me 2
(5-22)
138
В-этих уравнениях AD—f(T)—энергия диссоциации молеку-
лярного газа.
На рис. 5-8 приведена зависимость полной внутренней энергии
Н азотной плазмы от температуры при нормальном атмосферном
давлении. Наличие на этой кривой явно выраженного максимума
обусловлено расходом энергии на диссоциацию молекул газа?
Соотношение между энтальпией и теплоемкостью плазмы
можно представить уравнением
(5'23)
где ys — парциальная массовая плотность компоненты плазмы;
Т —	полная массовая плотность плазмы; hs — эн-
. '• to S I	S
тальпия компоненты плазмы [см. уравнение .(5-22)]; <ср>=ср —
удельная (замороженная) теплоемкость плазмы.
Рис. 5-8. Полная внутренняя удельная энергия азотной плаз-
мы при атмосферном давлении в зависимости от температуры
Следовательно, удельную теплоемкость получаем в результате
дифференцирования:
(5-24)
Таким образом, имея данные о нормальной плотности электро-
нов, ионов и нейтралов, а также зависимость hs=f(T), можно рас-
считать удельную теплоемкость плазмы.
На рис. 5-9 дана удельная теплоемкость плазмы (воздуха)
при нормальном атмосферном давлении в зависимости от темпе-
ратуры.
Теплопроводность и диффузия в плазме. В плазме при нерав-
номерном распределении температуры и концентрации частиц про-
текают одновременно процессы теплообмена путем теплопровод-
ности и процессы диффузии. При этом в общем случае между
этими процессами имеется сложная зависимость, так как диф-
фузионный поток зависит не только от разности концентраций
139
носителей, но и от градиента температуры; тепловой поток зависит
lie только от градиента температуры, но также и от градиента кон- j
центрации. В .данном случае эти процессы посят названия соот- 
ветствепно термодиффузии и диффузионной теплопроводности. ?
Коэффициенты, относящиеся к этим видам передачи частиц и
тепла, связаны между собой соотношениями, вытекающими из
термодинамики необратимых процессов.
Рассмотрение этих процессов обычно сводят к простейшим \
частным случаям, когда имеется либо только диффузионный по- *
Рис. 5-9. Удельная теплоемкость Рис. 5-10. Удельная теплопровод- ’
плазмы воздуха в зависимости от ность плазмы азота в зависимости i
температуры *	от температуры
, -J
ток, либо тепловой поток. В этом случае диффузионный поток - i
можно представить как
1	t
Фо =-------< lv > уп,	(5-25) <
3
где <lv> — произведение усредненных значений длины пробега л
и скорости по основной функции распределения; Vn— градиент Ц
концентрации.
Множитель между потоком и градиентом концентрации явля-
ется коэффициентом диффузии:
D = < fo>	(5-26)
3	3
В плазме диффузия электронов и диффузия положительных :
ионов между собой электростатически связаны. В данном случае :
диффузионный поток может быть представлен аналогичным урав-
нением	-
(5-27)
140
где Da —---—-----коэффициент амбиполярной диффузии;
- j	+	j
De^-~-Kve—коэффициент диффузии электронов;Dp^pvp—
коэффициент диффузии положительных ионов; ve и vp — средние
скорости теплового движения; К, — длина свободного пробега
электрона и положительного иона.
В рассматриваемом частном случае тепловой поток в плазме
может быть представлен уравнением (80]
СО
фг=__1_С 2^Hv)^n(v)dv.	(5-28)
о J z
о
При наличии температурного градиента VT>0 механическое
равновесие в плазме может сохраняться (в данном частном слу-
чае) только при постоянстве давления, а не концентрации частиц:
(5-29)
L vT Jp
В этом случае уравнение (5-28) потока приводится к виду:
ФГ=-Х</ЛЩ11 >VT,	(5-30)
о L и* Ар
где A (v)—тепловая энергия частиц с заданной скоростью, отне-
сенная к единице объема; I — длина пробега; v — средняя скорость
при тепловом.движении.
В зтом уравнении коэффициент пропорциональности между
градиентом температуры и тепловым потоком представляет собой
коэффициент теплопроводности
>.	(5-31)
з L дт ]р .	4	'
Учитывая (5-24), коэффициент теплопроводности можно при-
ближенно представить как
(5-32)
где ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении,
дж/(к$-град)-, у — плотность плазмы, кг!м3-, D — коэффициент диф-
фузии, м2!сек.
На рис. 5-10 приведены данные о теплопроводности азотной
плазмы при различных" температурах [96]. На приведенной кривой,
так же как и на кривой ср{Т) (рис. 5-9), имеется резко выра-
женный максимум, который обусловлен относительно большой
затратой энергии на диссоциацию и характерным ходом процесса
термической ионизации в рассматриваемом диапазоне изменения
температуры. Ход подобного рода кривых для других газов (на-
пример, SFe, см. гл. 6) может существенно отличаться от приве-
денного для азота.
141
5-3. ПАРАМЕТРЫ И. ХАРАКТЕРИСТИКИ СТВОЛА ДУГИ В ПРОД ОЛЬ-1
НОМ . ПОТОКЕ СЖАТОГО ГАЗА	--J
На рис. 5-11 схематически представлена система продольного |
дутья дугогасителя при горении в ней электрической дуги. |
При большом избыточном давлении Др=ро — рг в камере че- |
рез дутьевое сопло происходит течение газа. При этом ствол дуги, i
коаксийлыю стабилизированный в канале, подвергается интенсив- j
ному воздействию потока холодного газа.	1
Рис. 5-11. Схема системы
продольного односторон-
него воздушного разового)
дутья дугогасителя
ния вдоль потока при кри-
тическом течении газа через
сопло, имеющее оптималь-
ное расширение
Рис. 5-12. Изменение давле-
 В реальных конструкциях дутьевых систем дугогасителей, на- .
пример с односторонним дутьем, конфузор дутьевого сопла и око-
нечность контакта (электрода) образуют входную часть перед
горловиной, выходная часть за горловиной имеет форму диффу-
зора с некоторым полууглом расширения (менее 15°).
В такой системе осевой перепад давления при критическом
режиме течения может быть представлен кривой р/р0(х), изобра-
женной на рис. 5-12, из которого видно, что наибольшие перепад
и градиент давления относятся к области горловины, где при
0,528 течение происходит при критическом и надкритиче-
ском режимах. В данном случае создаются оптимальные условия
для интенсивного тепло- и массообмена между плазмой ствола и
потоком холодного газа.	:
В рассматриваемой системе при горении дуги течение газа ,
в горловине сопла (участок а—b на рис. 5-13) можно предста-
вить как течение двух параллельных потоков: потока холодного
газа со звуковой скоростью w* и потока плазмы со звуковой ско-
ростью wr при одинаковом перепаде давления на этом участке
142
pa—рь> У*1ЙТЫЙЙЯ, 4td	<
= Уwr = УktRrTT,	(5-33)
где Лх=7/5— показатель адиабаты; Аг=5/3 — показатель полит-
ропы для одноатомных газов.
Следовательно, отношение скоростей
te>r _ "I / *гКГЛ-
' V kzR*Tx 
(5-34)
Так как ТГ^>ТХ, то &уг>дах-В частном случае, например при
T'rj=?15-103 °К и 7\=0,3-103 °К, отношение скоростей составляет
аУг/аУх^бО, при этом абсолют-
ная скорость течения плазмы
wv~ 1,65-104 м!сек. В этом слу-
чае при неравенстве скоростей
сопутных потоков вязких газо-
вых сред в пограничном уз-
ком слое между холодным га-
зом и плазмой ствола дуги
в процессе течения развивается
турбулентность (завихрения),
благодаря которой в граничной
области создаются особые ус-
ловия для интенсивного тепло-
li массообмена, что подтверж-
дается опытными данными.
Процессы в пограничной
области весьма сложны, тео-
рия не дает аналитических ме-
тодов расчета этих процессов
Рис. 5-13. Схема течения холодного
газа и плазмы ствола дуги в системе
продольного дутья дугогасителя
/ — область потока холодного газа; 2 —об*
ласть ствола дуги; 3— граничная турбулент-
ная область	/
применительно к рассматрива-
смой задаче. В работе [93] ориентировочно показано, что общая
интенсивность турбулентных диффузионных процессов при рас-
сматриваемых условиях несоизмеримо (на четыре порядка) выше,
чем в обычных процессах молекулярной диффузии.
Как показывают опыты [93], при охлаждении ствола дуги
в системе продольного дутья дугогасителя (рис. 5-11) мощность,
отводимая с единицы длины ствола (1 см) при амплитуде тока,
в 12 раз больше, чем мощность, отводимая с 1 см длины свободно
горящей дуги при том же значении тока; интенсивность отвода
мощности с единицы объема (1 см3) плазмы ствола дуги в 104
раз больше, чем у свободно горящей дуги. Энергия, отводимая
этими способами с единицы длины ствола в единицу времени,
может быть представлена приближенно:
Als^Sk(T)Tm-t
Ala,^Fwth(T)y.
(5-35)
(5-36)
143
Рис. 5-14. Распределение
относительной • оптиче-
ской плотности негатива
фоторазвертки попереч-
ного сечения короткого
участка ствола дуги, рас-
положенного в горловине
сопла
Полная отводимая энергий	'	"Я
А = А, + Л1а, - Sk (Т) Т"1 + Fwrh (Г) у.	(5-37)1
В этих уравнениях S = n.dK—периметр сечения ствола дуги, м-,’,
F=nd^2/4 — площадь поперечного сечения ствола, л<2; k(T)
коэффициент теплоотвода с поверхности, вт1(см2-град)\ wr—
скорость течения плазмы, м/сек-, h(T) —энтальпия плазмы, дж/кг-,1
у — плотность плазмы, кг/м2.
Относительная величина каждой из составляющих (5-37) зави-з
сит в основном от отношения периметра сечения к площади сече-^
ния, т. е. от SIF — 4ldR.	г
При малых значениях тока дуги диаметр мал, поэтому преоб-J
ладает теплоотвод за счет турбулентного тепло- и массообмена*
. на границе между плазмой ствола и по-
током холодного воздуха, т. е.	'
A^Sk(T}T\ (5-38)
При больших (предельных) значениях
тока дуги диаметр велик, следовательно
основным является теплоотвод за счет
уноса плазмы при аксиальном ее тече-
нии, т. е.
A —	(5-39)
Весьма существенным в этом отно-
шении является то, что в процессе горе-
ния дуги переменного тока в зависимости
от фазы тока характер процессов тепло-'
отвода от дуги меняется: при больших;
значениях тока может преобладать объ-.'j
емкое охлаждение, при малых значениях^
тока в начале и в конце полупериода’
тока дуги происходит охлаждепие ствола?
дуги за счет диффузионных турбулентных процессов теплоотвода^
с боковой поверхности.
При рассматриваемых условиях охлаждения в интенсивном:
продольном потоке сжатого газа ствол дуги характеризуется от-л
носительно малым диаметром поперечного сечения и высокой;
плотностью тока. Ствол приобретает резко очерченные видимые"
границы, что дает возможность при исследованиях успешно при-,,
менять фотометрические методы. На рис. 5-14 приведена полу-;
ченная методом скоростного фотографирования (76] кривая рас-;
пределения оптической плотности ps по поперечному сечению^
ствола дуги при условиях течения, близких к реальным (по уело-?
виям течения газа), при амплитуде тока Im—1250 а. Из рассмот-:
рения кривой видно, что сечение ствола дуги имеет две харак^
терные зоны: среднюю зону, которая обладает интенсивным, ма-?
144	'	J
'	'	'	-	4
лоизменяющимся по поперечнику - свечением, и периферийную
зону, для которой характерны малая протяженность и резкий
спад интенсивности свечения по радиусу. На основании фотомет-
рических исследований можно считать, что средняя зона отно-
сится к токопроводящей части ствола с температурой Т>То, где
имеется термическая ионизация. Периферийная зона относится
к нетоковедущей части ствола, т. е. к граничной области между
плазмой дуги и холодным потоком газа, где происходит турбу-
лентный тепло- и массообмен, о.чем говорилось выше.
Обобщенные опытные данные о диаметре ствола дуги и плот-
ности тока участка ствола дуги, расположенного в горловине
дутьевого сопла, приведены на рис. 5-15.
Рис. 5-15. Диаметр участка ствола дуги, расположенного в горловине,
сопла, при воздушном дутье: а — при различных значениях тока, Др=»
=3 бар, dc = l еж; б — при различных перепадах давления, Im = 1200 ^а,
</с = 1 см	.
Как видно из кривых, с увеличением перепада давления
в дутьевой системе Ap=pi— pz диаметр ствола уменьшается,
плотность тока увеличивается и при Др=6 бар достигает вели-
чины /=40-103 afcM2. С изменением тока диаметр также изменя-
ется.
Зависимость диаметра дуги, от величины перепада давления
и от величины тока может быть приближенно представлена урав-
нением [76]
Лд^О,4-1О~2Др~0’2/0’6, см,	(5-40)
где Др — перепад давления, бар; I — ток дуги, а.
На величину диаметра влияет также и относительный размер
сечения горловины дутьевого сопла. Зависимость диаметра от ве-
личины тока и от диаметра сечения горловины сопла имеет вид:
da ж 0,4 (1 — 0,29	1О“2/0,6, см, '	(5-41)
где dj = l см — единичный диаметр сопла; dj — диаметр сопла
исследуемой дутьевой системы; см; I — ток дуги, а.
® Г. А. Кукеков	145	/ -
Из приведенного выше рассмотрения следует, что при данномйав
способе воздействия ствол дуги по виду тепло- и массообменаЦ|
существенно отличается от упрощенных расчетных моделей с ра1Ц
диальным теплообменом путем теплопроводности (иногда с учеЗйЬ
том теплоизлучения) [79].
В случае стационарного горения дуги подвод и отвод энергии^
в области ствола происходят с постоянной скоростью, а.темпера^!
тура в каждой точке приближается к стационарному значению®!
В данном случае ствол дуги в целом представляет собой системуЖ!
которая остается неизменной во времени, по не находится в ус-Ж
ловиях термодинамического равновесия вследствие процессов рас-Ш
сеяния. Поэтому, строго говоря, исследование и расчет такихЖ
систем является задачей термодинамики необратимых процессов.^
Следовательно, соотношения, характеризующие свойства плазмы,®|
выведенные применительно к интенсивно охлаждаемым дугам изм
условий термодинамического равновесия, являются весьма при-ж
ближенными, так как не отражают действительного физического^
существа процесса в целом.	ж
При необратимых стационарных процессах в системе спра-Ж
ведливо соотношение для скорости возникновения энтропии в ес-ж
тественных процессах [70,86]:	'	Ж
(5-42)1
ИЛИ ’	Ц
(5'43)1
at Т at
где 0 — скорость вбЬпикновения энтропии внутри системы; Ф» — ж
поток (электричества, тепла, вещества); dAjdt— скорость преоб-ж
разования работы в теле; Т — температура.	\ ж
Для единицы, длины ствола' дуги можно принять ФХ= ®
— dAjdt—IE, где / — ток дуги; Е — градиент напряжения па дуге.»
Следовательно, уравнение (5-42) можно представить как»
(5-44)|
'О	.и
где То — температура граничной поверхности токопроводящей Ж
части ствола, через которую происходит тепло- и массообмен. Ш
Произведение 0Т в такой-системе достигает минимума, когда ®
отдельные величины являются постоянными.	JB
Применительно к дуге при заданной силе тока'и фиксирован-ж
ной температуре То справедливо соотношение	#
. (Те)мии = ^-Д,	'	(5-45)1
где //T0=const. Следовательно, вариация функционала SE=0. ж
Это означает, что при постоянном значении тока и фиксиро-ж
ванных условиях па граничной поверхности градиент напряжения®
на стволе дуги принимает минимальное значение.	.я
146
Этот принцип минимума в настоящее время теоретически до-
казан (94] и может служить основой для расчета характеристик
ствола дуги при различных условиях воздействия окружающей
среды.
Найдем уравнение для вольт-амперной характеристики дуги
при объемном охлаждении плазмы ствола (см. уравнение (5-39)].
Уравнение тока
I = №о (Г) Е = r2Eh (Т),	(5-46)
уравнение мощности
IE = nr2h (Т) угшг (Г) = r2f2 (Т).	(5-47)
В этих уравнениях а — удельная электропроводность плазмы;'
г — радиус токопроводящей части поперечного сечения ствола;
Е — градиент напряжения на стволе; h(T)—энтальпия плазмы;
о?г— критическая скорость течения плазмы. 
Из (5-46) и (5-47) получаем
Е = 1 f	.	(5-48)
? V h(T)	v f
Согласно принципу минимума, при фиксированном значении
тока
= а , / /2(Т) _0
dT dT У fi (Т)	’
откуда следует, что
1/"-const.
V h(T) д
Таким образом,
Е = 1/ ^21 = 1 f= const. (5-49)
И А(Т)	V	а(Т)	\ '
Из полученного уравнения следует, что при рассматриваемом
способе охлаждения ствола (объемное охлаждение) градиент на-
пряжения на дуге не зависит от величины тока, а зависит только
от отношения h	, величина которого автоматически
поддерживается постоянной. Поскольку числитель этого отноше-
ния характеризует интенсивность процесса отбора тепла, коэффи-
циент в основном характеризует интенсивность охлаждения
ствола при данном способе воздействия.
В действительности при уменьшении тока условия теплообмена
изменяются вследствие относительного повышения влияния кон-
вективного теплоотвода с боковой поверхности ствола. Следова-
тельно, обобщенное уравнение вольт-амперной характеристики бу*
[Дет отличаться от уравнения* (5-49). Приближенно его можно
представить в следующем виде:
В ~	, el см.,	(5-49aj
/ *
где / — ток дуги, а,
Выведенное соотношение хорошо подтверждается опытами [72j
89] и практикой.
На рис. 5-16 приведены обобщенные опытные данные о завш
симости напряжения на дуге, горящей в системе продольной
воздушного„ дутья, от величины перепада давления воздуха Д/
и от диаметра горловины дутьевого сопла. Из этих данных видно
что с увеличением перепада давления и сечения горловины, т. е
.	''	с повышением интенсивности
дутья, градиент напряжение
увеличивается.
Рис.	5-16. Напряжение на дуге	3
при продольном воздушном дутье,	J
при различных перепадах давле-
ния;	амплитуда тока lm=1200 a	4
I—dc=lc;w; 2—^с-=0,5бсл	I
Обобщенное уравнение, характеризующее эту зависимость,^
имеет вид [76]:'	j
Еср« 30 J4.6 (1 — 0,25	+ Др0’5] , в/см,  (5-50) j
где Еср = ия/Ьл — средний градиент напряжения на дуге. \
5-4. РАСЧЕТ ИСТЕЧЕНИЯ ВОЗДУХА (ГАЗА) ЧЕРЕЗ ЦИЛИНДРИЧЕ- f
СКОЕ СОПЛО ПРИ НАЛИЧИИ В НЕМ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ J
В настоящем параграфе рассматривается процесс истечения;?
воздуха из камеры дугогасительного устройства, когда ствол дуги
расположен, вдоль оси цилиндрического сопла (рис. 5-17).
С наличием электрической дуги в потоке газа, протекающего^
через сопло, связан так называемый термодинамический эффект/.
[72, 81]. Сущность этого эффекта заключается в том, что при)
некоторых условиях, которые вообще характерны для камер воз-t
душных выключателей, скорость входа воздуха в сопло может
значительно снизиться. В пределе, если давление в камере и се-^
чение горловины сопла малы, а мощность дуги очень велика, ско-'i
рость входа может, стать равной нулю. Снижение скорости ведет*
к уменьшению интенсивности охлаждения ствола дуги, что отри- ;
цательно влияет на ход дальнейшего процесса — восстановления/
электрической прочности междуконтактного промежутка в конце";
полупериода тока дуги. Следовательно, термодинамический эф-t
фект в процессе гашения дуги в выключателях играет существен-:
ную роль, и им в значительной мере обусловлен верхний предел 1
величины отключаемого тока.... -	......
148
Ниже дается вывод основных уравнений для расчета скорости
истечения воздуха через сопло дугогасителя и рассматривается
приближенный метод определения необходимого сечения сопла
при заданных значениях отключаемого тока и давления воздуха
в камере [72, 73, 74].
При решении данной задачи принимаются следующие упро-
щающие исходные положения:
а) процесс движения газа — квазистационарный, параметры
холодного неподвижного воздуха
(ро, Yo, То, h0) = const; .
б) тепловая энергия, выде-
ляемая рассматриваемым участ-
ком ствола дуги, непрерывно
поступает в газовый поток и
равномерно распределяется по.
всему потоку;
в) рассматривается истече-
ние газа без трения (постоян-
ная энтропия).
В результате расчета должна
быть установлена зависимость
скорости потока газа в устье
сопла Wt (сечение /) от опреде-
ляющих ее факторов: геометри-
ческих параметров сопла, пара-
метров холодного неподвижного
газа (ро, yo, То, ho) и мощности
дуги. Для газового потока рас-
сматриваемой системы (рис.
5-17, б) справедливы следую-
щие исходные уравнения:
уравнение импульса
в камере не меняются, т. е.
Рис. 5-17. Схема для расчета ис-
течения воздуха через сопло при
наличии в нем дуги
— vdp =
wdw .
~~g~ ’
(5-51)
уравнение энергии
dQ = cpdT + А ; (5-52)
уравнение состояния
pv = RT-,
уравнение постоянства расхода
G __ Wi __ w2
F ~	“ V2
(5-53)
(5-54)
В этих уравнениях v — 1/у — удельный объем, м3/кг-, р — абсо-
лютное давление, кгс/м2--, w — скорость газа, м/сек', g—
—9,81 лг/се№— ускорение силы тяжести; J?=29,27 м/град—газо-
вая постоянная; Л=9,81 5яс/(кгс-.и)—тепловой	эквивалент;
| удельная теплоемкость при постоянном s давлении; Q—
Ь	149
— Qa/G — количество тепла, подводимого к единице массы газа
в единицу времени, вт/кг.
В данном случае Qo — U^, вт> где ия — напряжение на рас||
сматриваемой части ствола дуги, в; 1Я — ток дуги, а.	||
Таким образом, для рассматриваемой системы имеются четырЖ
уравнения и восемь неизвестных (оч, pi, 7\, vit w2, Р2, Т2, t»2)l
Уравнения (5-51) и (5-52) применимы для потока газа между!
сечениями 0 и 1 и между 1 и 2.	я
Уравнение (5-53) применимо для состояния газа в начале »
в конце сопла, т. е. для сечений / и 2. Восьмое уравнение состав^
ляется на основе того, что на внешнем срезе сопла скорость!
истечения будет равна скорости звука, соответствующей параметр
рам газа р* v2 и Г2, т. е. _____ _______Л
w2 = Vkgp2v2 — VkgRTг,	(5-55)1
где k= 1,4 — показатель адиабаты.	|
Ниже приводится это решение.	|
На участке 0 — 1, где нет источников тепловой энергии, для!
скорости в устье сопла справедливо уравнение	|
	I
•I
= *Ф1(₽1),	(5-56)1
—	.	1
где b = VpoVo,	м'\	J
₽1 = pi/po-	j
Уравнение для скорости газа в некотором сечении сопла и,
расположенном от устья на расстоянии /,
/о	k I QnR .	\	3
Г7Г" + poV° ~	1
Л 1 \ Р	/
; В этом уравнении Qn = QOn/G‘, QOn = Qal/L, где L — длина |
сопла, м\ I — длина рассматриваемого участка, м.	1
В соответствии с этим скорость на наружном срезе сопла мб- J
жет_быть представлена уравнением	|
1/^-^-(-^- + p0v0-p2v2\.	,	(5-57) ?
У	k — 1 \ ср	)
С другой 'стороны, при критическом и надкритическом режи-
мах истечения из цилиндрического сопла (что нами и рассмат- I
ривается) скорость w2 равна скорости звука и рассчитывается по |
уравнению (5-55).	I
Решая совместно уравнения (5-55) и (5-57) относительно про-
изведения p2v2, находим	;
2 / QR .	\	Л
^2==+ Pot»op	(5-58)|
150
Уравнение расхода для участка 0—1 может быть представлено
так-	,	'	.
-7- = -^- = ^ = ^^).	(5-59)
F ui
где а
= У рй/щ, кг/м*;
, мЧсек.
Тогда подводимую от дуги энергию можно рассчитать по урав-
нению
Q ==—2®—.	(5-60)
G FW1 Fa'F(Pi)	'
Решая совместно (5-57), (5-58) и (5-60), находим выражение
скорости о»2 как функцию pt:
^=]/2g-M—+ p0J/ (5-61)
F k-\ 1 L cpFa'V (P0 J
В этом уравнении неизвестными являются W2 и рь Найдём
одно из них, используя уравнение импульса (5-51), которое для
участка 1—2 имеет вид:
Pi — Pi = 4~	(^ — “4) = 4" (Pi) (“*2 — “’i)'	(5-62)
О	о
На основании (5-55) и (5-59) находим
’ ^аТ(р,)’
Подставив полученное выражение-для рг в уравнение
будем иметь
U>2 —	Г——------Ь&<Р1 (01)1 . -
2 k - 1 LaV (Pl)	J
(5-62),
(5-63)
Приравняв правые части уравнений (5-61) и (5-63), поделив
обе части на У PoUo, , после преобразований окончательно полу-
чим
—— [А- + <fi (pJ = "\[2g—-----------------------Ь 1 . (5-64)
fe+lk(P0 J '' k-l FPacpVTV (fa) J v '
Уравнение (5-64) даст возможность определить зависимость
Qo/(fp0) = /(Pi)- Уравнение (5-64) можно привести к виду:
=	(S-65) '
где
151
Имея это уравнение и приняв во внимание уравнение (5-56^
в преобразованном виде
,	' _	|/Я7'оФ1(01) = Ф2(Р1).	-	\
можно найти искомую зависимость
На основании выведенных уравнений на рис. 5-18 построена
кривая для определения скорости потока на входе сопла как*
Рис. 5-18. Скорость потока воздуха на входе ци-
линдрического сопла при наличии в нем дуги
функция мощности дуги, сечения сопла и давления воздуха в ка-
мере.	Я
Величина Pi = p меняется от 0,528 до 1, соответственно !
этому величина No/{Fpo) меняется от 0 до оо. В пределе, когда I
Nol(Fpo)-^°o, т. е. мощность дуги очень велика (или произведс- я
ние Fpo очень мало), скорость входа воздуха в сопло (при уело-
вии, что режим истечения холодного газа без дуги — критический 1
или надкритический) может снизиться до нуля, истечение воз- |
духа из камеры прекратится, т. е. произойдет закупорка сопла. 1
При расчете мощности дуги No следует исходит из напряжения |
па активной части ствола дуги, определяемого по уравнению
152
- уд=£д£д. ср/«в, где Ад — длина участка ствола дуги, расположен-
ного между контактом (при одностороннем дутье) и наружным
срезом сопла, см; £л.ср— средний градиент напряжения па стволе
дуги, который в первом приближении может быть принят равным
0,15 кв/см.
Мощность дуги при изменении тока дуги по синусоидальному
закону рассчитывается по известному уравнению Af0= tWmSinco/.
Для рассматриваемой системы могут быть получены соотно-
шения на основе теории «теплового сопла» [67]. Характерной осо-
бенностью этой системы, как видно из .предыдущего, является то,
что при любой сколь угодно малой скорости иц входа холодного
газа можно за счет подвода тепла к потоку повысить скорость
ау2 в подогреваемом потоке на наружном срезе сопла до критиче-
ской величины, что будет соответствовать состоянию так называе-
мого теплового кризиса. При таком состоянии расход газа и ско-
рость Wi на входе по сравнению с расходом и скоростью. при
истечении без подогрева уменьшаются. Это можно видеть из
уравнения удельного расхода G/F='yiwi—Y2W2, если принять во
внимание, что по мере увеличения подогрева плотность -у2 па-
дает значительно быстрее, чем возрастает критическая скорость
а»2кр, а плотность yi холодного газа не зависит от подогрева.
Таким образом, подвод даже сколь угодно малого количества
тепла к потоку холодного газа, имеющему начальную критиче-
скую скорость, должен вызывать снижение скорости на входе,
соответствующее количеству подведенного тепла.
В дугогасителях воздушных выключателей давление воздуха
в камере принимается таким, что при отсутствии дуги всегда обес-
печивается критическая (надкритическая) скорость холодного
воздуха. Поэтому во время отключения появление в потоке газа
электрической дуги неизбежно вызывает снижение скорости Wt,
при любом значении тока система работает в режиме теплового
кризиса.
Для условий, принятых в предыдущих случаях, систему основ-
ных уравнений представим в следующем виде: '
W	(5-66)
Pi — Рг =	(^г — и»1);	' (5-67)
;	(5-68)
(71Л) (уаТ2)	v ’
« =	=	<5-69)
В рассматриваемом случае можно считать
Q ==, кв/п -сек/кг,	' (5-70)
где ед = [/д£д. Ю"3/^/7), кет • м/кг; С/л — напряжение на эффективной
части ствола дуги, в; <д— ток дуги, а; у — плотность газа, кг/м3;
Р — сечение сопла, л!2.
153
•я
По условиям’ работы значение скорости Wi не может превосхс
дить значение звуковой скорости, поэтому можно принять
тогда уравнение (5-69) принимает вид:
-^-^ср(Г02-Л),
(5-71
wt
и после простых преобразований будем иметь
ы+1,
Wi
Тот
7*02
(5-72’
где
ш __ Бд
0 т1Ср
_ с/д<д10-3Я
FcpPi
(5-73]
R — газовая постоянная.	1
Решение системы уравнений (5-66)’— (5-69) Ьтпосительно ско-3
рости (в нашем случае Ч>2 = w2/w2Kp~ может быть представ-;
лено в следующем виде:	•
1 _ Tpl
Тоа
Совместное решение уравнений (5-72) и (5-74)
преобразований дает
4 О
Ч'о = Wi^p	, M/ceKt
wi
а>»2
(5-74)]
после ряда^
(5-75)!
4	<Р1
где cpi = ^f/^iKp — относительная скорость потока
кр “	— критическая скорость холодного газа.
На основании известного соотношения
на входе;!
где М)=^д6сЮ“3—поступающая от дуги мощность, кет, расчет-1
ным путем можно получить искомую зависимость скорости потока |
на входе от мощности
речного сечения сопла:
дуги, давления в камере и площади попе
(5-77) |
Такая зависимость уже приведена выше на рис. 5-18. Подоб-|
ного рода кривая может быть получена и для других газов, что |
будет рассмотрено ниже.	1
Уравнение (5-77) можно также получить приближенно в явном 1
виде. Например, для значений скорости ^1^70 м/сек, наибольшее !
значение относительной скорости составит всего лишь ф1~0,2. j
' 154
С достаточной точностью при этом уравнение (5-75) может быть
приведено к виду:
То = ^₽_,	(5-78)
4<₽i .
откуда
2
W1 =	•= 3,58 • 10"2од крс„ ,	(5-79)
1	4¥0	Р р N<>	’
где Др~До— Рг^Ро — перепад давления в дутьевой системе.
Для холодного воздуха (71 = 293° К) уравнение (5-79) имеет
вид:
= 860-^-, м/сек.	(5-80)
В этом уравнении Д/? в бар; F в см2; No в кет.
Остальная часть кривой рис. 5-18 для пределов изменения ско-
рости 70<a»i<333 м/сек может быть охарактеризована уравне-
нием
ау1 = 333—110у	’	(5-81)
В случае переменного синусоидального тока соответственно
эти формулы принимают вид:
wt = 860---'	(5-82)
wx = 333 — 110 I /	.	(5.83)
у	A pF
Нужно заметить, что при отключении больших токов характер
изменения скорости, определяемой уравнением (5-80), сохраня-
ется па подавляющей части полупериода. Так, например, при
Ро=12 бар, 7=3,46 сл<2, /т=8200 а и С/д=700 в отрезок времени
^=2,5-10~4 сек.
В конце полупериода подводимая к. дуге мощность уменьша-
ется и в пределе может стать равной нулю. Соответственно этому
скорость потока Wi увеличивается и за. короткий промежуток вре-
мени должна Достигнуть значения звуковой скорости. Таким об-
разом, некоторому количеству воздуха, заполняющему сопло,
должно быть сообщено большое ускорение за счет избыточного
давления воздуха в камере. В данном случае можно ожидать
проявления инерционности потока, влияющей на характер истече-
ния в рассматриваемый короткий отрезок времени. Для того
чтобы оценить степень такого влияния, рассмотрим процесс ис-
течения в момент времени, близкий к моменту нормального пере-
хода тока через нуль.	'
155
(5-8$
а?! =
4v iwrivrpviv 1 pvu
обеспечивается за1
В этом случае из-за малости отрезка времени t уравнен
(5-83) можно представить следующим образом:	(
ооо 1 /~ toUjiJm ?/у
ДрГ
где со — угловая частота переменного тока; t — время, отсчитыЦ
ваемое от конца полупериода.	«
Соответственно уравнение для ускорения потока имеет виДж
_ 1 Ю I Г&U ц!т	(5-85и
dt 3 у bpF	’ 1
С другой стороны, ускорение движения столбика холодного®
воздуха в насадке длиной L может быть рассчитано по уравнению®
(5-86)1
dt 0.53L	'
\	J®
где Тх — температура холодного газа, °К; L — длина насадки,
. Приравняв правые части (5-85) и (5-86) и решая уравнением
можно найти момент времени (или минимальный отрезок времени,^
отсчитываемый от конца полупериода тока), до которого требуй
емое ускорение при прочих равных условиях ______________________j
счет избыточного давления в камере.
Для 7'х=300° К решение имеет вид:
alm
&pF
Так, например при 1т—15-103 а, (7Д=1,5
= 15 сл«2 и Др = 10 бар это время чрезвычайно
всего лишь Z=5-10-6 сек.
Исследования показывают, что непосредственно в конце полу-
периода ток дуги изменяется не по синусоиде, а спадает более •
круто. Увеличение крутизны спадания тока можно учесть, увели- ч
чйв в уравнении (5-87) угловую частоту. Тогда получим
з г',—77~,— о
Wi= 2,42-10-6
t
(5-87П
кв, L=0,l м, F—
мало и составляет
(5-88) j
гдеЛ/>1.	I
Как показывают расчеты, даже в том случае, когда частота |
увеличивается вдвое или втрое, отрезок, времени t составляет
всего лишь несколько микросекунд.
Сказанное позволяет считать, что в камерах воздушных вы- i
ключателей инерционность потока до самого конца полупериода 1
практически не оказывает влияния на процесс истечения воздуха |
через сопло. Следовательно, для моментов времени, близких
к концу полупериода, можно считать справедливым выведенное Й
ранее уравнение скорости (5-83) с внесенной в него некоторой nor J
156	I
правкой на увеличение частоты, т. е.	~	'
,W1 = 333—110 1/	3/г. (5-89)
у ДрГ
Можно также сделать вывод и о том, что непосредственно
в конце полупериода (t=0) скорость потока па входе в сопло
достигает скорости звука.
Как показывают исследования [73], процесс горения дуги пе-
ременного тока в системе'продольного дутья дугогасителя может
иметь различный характер в зависимости от степени затормажи-
вания потока на входе в дутьевое сопло, характеризуемой вели-
чиной расчетной скорости
мвн = 860-^-,	(5-90)
где	10-3—мощность, относящаяся к амплитудному зна-
чению тока дуги, кет.	*	5 .
При умеренном затормаживании потока, когда скорость по-
тока несколько превышает величину расчетной скорости, ствол
дуги стабилизируется и удерживается потоком коаксиально в цент-
ральной части дутьевого сопла. В этом случае создаются более
благоприятные условия для тепло- и массообмена в области
ствола, следовательно, и для распада остаточного ствола в конце
полупериода, что может обеспечивать «успешное» гашение дуги
в конце данного полупериода.
При значительном затормаживании (оцСаУмип) ствол дуги не
стабилизируется, при этом наблюдается поперечно вращательное
движение ствола у входа в сопло. В этом случае при горении
дуги раскаленные ионизированные газы занимают широкую об-
ласть в междуконтактном промежутке, в результате чего даже
при оптимальной величине промежутка (т. е. при достаточной
электрической прочности «холодного»' промежутка) и малых
амплитудах и скорости восстановления напряжения вероятность
невозобновления дуги («успешного» гашения) в конце рассмат-
риваемого полупериода очень мала.
Таким образом, установлено, что стабилизация ствола дуги,
которая может быть достигнута при некоторой минимальной ско-
рости потока и>1 па входе, в процессе гашения играет весьма
важную роль.
Условия стабилизации ствола, следовательно, и степень про-
явления термодинамического эффекта в значительной степени за-
висят:
а)	от геометрической формы дутьевого сопла и от формы вход-
ной части, образованной стенками конфузора и оконечностью кон-
тактов;
б)	от относительной протяженности междуконтактного проме-
жутка, следовательно, от длины дуги.
Кроме того, на характер , стабилизации дуги может также
влиять ряд других факторов, например материал и конструкция
157
контактов, внешние или собственные магнитные поля, возникай^
щие в междуконтактной области, и др.
Определенную положительную роль в таких дутьевых систе|
мах может играть наличие дугоулавливающих электродов, котсй
рые коаксиально устанавливаются в дутьевых соплах пепосредст|
венно в горловине сопла.
Опытами установлено, что наиболее целесообразной формой
сопла следует признать коническое сопло с полууглом расшире!
ния диффузора около <р^<15° (рис. 5-19). В этом случае ха|
рактер распределения давления в междуконтактной области ока!
Рис. 5-19. Дутьевые системы
продольного дутья: а — одно-
стороннего, б — двустороннего
Рис. 5-20. Сравнительные
данные о дугогасящей спо-
собности дутьевых сопел
при двустороннем дутье
1 — коническое сопло; 2 — цилинд-
рическое сопло
зывается более благоприятным для условий гашения дуги, что^
подтверждается опытами. На рис. 5-20 приведены данные о га-Л!
шепии дуги в потоке сжатого воздуха в цилиндрическом и кони-Ц
чёском соплах при различной скорости восстановления напряже-^
ния, при одинаковых прочих условиях. Как видно из рисунка,
наиболее успешное гашение дуги при большой величине dUz/dt Я
достигается в системе с коническим соплом.
Выбор геометрических параметров входной части дутьевой си- 1
стемы (форма, размеры, относительное расположение и др.) дик-
туется двумя основными условиями.	я
1.	В целом форма потенциального поля течения газа во вход- |
ной части, т. е. форма потока газа, ограниченного поверхностью
конфузора и оконечностью контактов, должна быть аэродинами- J
чески оптимальной, обеспечивающей оптимальные условия для
коаксиальной стабилизации потоком ствола дуги и для распада |
плазмы остаточного ствола в конце полупериода.	ji
2.	В междуконтактной промежутке должна быть образована .!
оптимальная форма электрического поля, обеспечивающая наи-.|
большую электрическую прочность «холодного» промежутка. . '1
158
Эти условия в значительной мере определяются формой око-
нечности контакта.
В основе выбора формы оконечности сплошного контакта сис-
тем одностороннего воздушного дутья дугогасителей лежат два
условия:	,		-
а)	возможно более близкое соответствие геометрической фор-
мы образующих поверхности контакта трубкам потока потенци-
ального поля течения воздуха (газа) во входной части дутьевой
системы;
б)	возможно более однородное электрическое поле как у око-
нечности контакта, так и в междуконтактпом промежутке в целом.
Каждое из этих условий противоречит одно другому. Напри-
мер, для выполнения первого условия оконечность контакта
должна иметь острообтекаемую форму, при которой электриче-
ское поле окажется резко неоднородным; наоборот, при тупоза-
кругленной форме в области оконечности контакта при течении
воздуха образуется «мертвая» зона, в которой процесс распада
плазмы остаточного ствола в завершающей стадии гашения дуги
протекает более медленно, чем в остальных зонах дутья. Кроме
того, при сильно тупозакругленной форме могут появляться также
побочные явления, вызывающие значительное оплавление кон-
тактов и затрудняющие центрирование ствола дуги во время го-
рения при больших токах. В совокупности все это оказывает
отрицательное влияние на процесс гашения дуги в данной дутье-
вой системе.
Общепринятое применение конической закругленной на конце
формы сплошного контакта является одним из компромиссных
решений, в какой-то степени удовлетворяющим двум указанным
выше условиям. Однако даже при конической форме, по при до-
статочно большом радиусе закругления оконечности, которое яв-
ляется иногда необходимым по условиям однородности электри-
ческого поля, неизбежно создаются условия для образования
«мертвой» зоны. Следовательно, при этой конической форме не
всегда могут быть полностью реализованы свойства односторон-
него воздушного дутья.
В этом отношении иногда может заслуживать внимания кон-
струкция контактов,. имеющих радиальные, сходящиеся под не?
большим углом к концу относительно узкие щелевые продувочпы₽
каналы, как показано на рис. 5-21. При наличии таких каналов
область «мертвой» зоны может быть существенно сокращена.
Вместе с тем при относительно малой ширине каналов влияние
последних на форму электрического поля может быть весьма не-
значительным. В результате фотометрических исследований уста-
новлено, что в завершающей стадии гашения в конце полупериода
при конической форме контактов и при наличии щелевых кана-
лов начальный диаметр остаточного ствола имеет меньшие раз-
меры, чем при тупозакругленных контактах, не имеющих щеле-'
вых каналов. Эти обобщенные данные приведены на рис. 5-22.
Наименьший диаметр имеет место у конического контакта со
159
щелевыми каналами, при этой, конструкции, контакта остаточная
ионизированная зона становится едва заметной.
В системе двустороннего дутья (см. рис. 5-1, в) условия для
образования «мертвой» зоны в междуконтактной области бо-
лее вероятны, поэтому дугогасящая способность каждого из сопел
этой системы значительно меньше (примерно вполовину), чем
у одного сопла с таким же сечением при одностороннем дутье.
Вместе с тем практика показывает, что оплавление и связанное
с этим образование паров металла могут существенно влиять на
снижение отключающей способности дутьевой системы односто-
Рис. 5-21. Формы оконечно-
стей контактов систем про-
дольного одностороннего дутья:
а — со щелевыми каналами;
б — без щелевых каналов
Z — плоская форма; // — сферическая;
/// — коническая
поническая ирерическая плоская
(Ш)	(П) (П
Рис. 5-22. Диаметр дуги в средней
части (за контактом) системы одно-
стороннего дутья при различной
форме оконечностей контактов
/—со щелевыми каналами; 2—без щелевых
каналов
ропнего дутья. В системах двустороннего дутья обеспечивается
двустороннее удаление паров металла из междуконтактной зоны.
Сказанное свидетельствует о том, что выбор оптимальной
формы входной части системы продольного газового дутья дуго-
гасителей представляет собой сложную задачу, в решении кото-,
рой большое значение имеют опытные исследования.
Не менее важное значение имеет задача выбора оптимального >
расстояния между контактами. Если при горении дуги это. рас- ;
стояние больше некоторого оптимального, то ствол дуги не может ;
'коаксиально находиться в дутьевой системе, при этом создаются
условия для затормаживания потока. Это приводит к тому, что
в конце полупериода к месту начального разрыва остаточного 1
ствола из камеры будет поступать не холодный, а горячий иони- |
зирова'нный газ, «успешное» гашение дуги при этом маловероятно.
Сказанное хорошо иллюстрируется результатами опытов, on- 1
ределяющих зависимость перепада давления, необходимого для $
гашения дуги, от расстояния между контактами (рис. 5-23)..	’
160
Опытами установлена [72], что надежное гашение дуги в рас-
сматриваемых устройствах происходит только в том случае, если
при выбранных расстояниях между контактами и форме потен-
циального поля потока полное время перемещения частиц хо-
лодного воздуха от оконечности сплошного контакта (или от плос-
кости симметрии при двустороннем дутье) до переднего среза
горловины сопла составляет примерно, не более одной половины
полупериода частоты переменного тока. Пройденный за это время
путь и будет оптимальным
расстоянием.
При этих условиях в общем
случае расчет величины мак-
симального раССТОЯНИЯ So макс
надо вести, исходя из картины
потендиального поля потока,
чем определяется соотношение
мгновенных значении скоро-
стей w(x, t)/wi (/) =f(x, /), где,
согласно уравнению (5-80),
= 860 -ДрР-----,
Uл1т sin at
и из заданного отрезка вре-
мени /=л/(2сй), в течение ко-
торого частица холодного газа
переместится от места обрыва
дуги (среза сопла) на расстоя-
ние So макс-
Результаты опытов [76] пред-
ставлены на рис. 5-23 в виде
обобщенных кривых Дргагп =
=f(so/rfc); они характеризуют
Рис. 5-23. Зависимость перепада дав-
ления, необходимого для однополу-
периодного гашения дуги, от отно-
сительного расстояния лри токе
Im = 1200 а, при воздушном, односто-
зависимость предельного пере-	роннем дутье
пада давления Дргаш, при ко-	/-<*с=о,5б см-, 2-</c=i.o см
тором наступают условия га-
шения дуги, от относительного расстояния So/dc (см. рис. 5-19, а)
при воздушном дутье. Как видно из этих кривых, минимальная
величина перепада давления, необходимого для однополупериод-
ного гашения дуги при воздушном дутье в дутьевой системе, имею-
щей оптимальные формы, соответствует оптимальному относитель-
ному расстоянию
=0,3 4-0,4,
, ®с /опт
(5-91)
причем эта величина сохраняется при различных диаметрах dc
горловины сопла. При увеличении или при уменьшении относи-
тельного расстояния s0/dc перепад давления Др, необходимый для
одпополупериодного гашения дуги, существенно увеличивается.
Как видно из приведенных данных, при уменьшениц сечения гор-
161
ловипы сопла перепад давления, необходимый для одпополупе-
риодного гашения, увеличивается в соответствующей кратности.
Это показывает, что величина произведения перепада давления и
сечения горловины сопла Дргаш iFi изменяется незначительно даже
при значительном изменении диаметра сопла.
Условия гашения оказываются неблагоприятными также и
в другом крайнем случае, когда расстояние между контактами на-
столько мало, что доступ воздуха из камеры во входную часть
дутьевой системы ограничен. В этом случае также не будут обес-
печены требуемые условия воздействия па остаточный ствол дуги
в конце полупериода, о которых говорилось выше.
Рис. 5-24. Зависимость перепада давления, необходи-
мого для - однополупериодного гашения дуги, от отно-
сительного расстояния при одностороннем и двусто-
роннем воздушном дутье
/ — двустороннее дутье; 2 — одностороннее дутье
При двустороннем дутье, как уже говорилось, условия течения
газа во входной части дутьевой системы менее благоприятны, чем
при одностороннем дутье с правильно выбранными формой и раз-'
мерами сопла и контактов.
Исследования [75] показывают, что в двусторонней системе
диаметр дуги в средней зоне междуконтактного промежутка су-
щественно больше, чем диаметр части ствола, расположенной
в горловине. Это свидетельствует о том, что потенциальное поле
течения в средней зоне не является оптимальным: в этой зоне ско-
рости потока малы, и она является застойной. На рис. 5-24 при-
ведены обобщенные данные о величине предельного давления
Аргаш в зависимости от расстояния s между контактами при гаше-
нии дуги в дутьевых системах с двусторонним и односторонним
воздушным дутьем. Как видно из рисунка, кривые этой зависи-
мости имеют U-образную форму. Некоторым оптимальным рас-
стояниям sonT соответствуют некоторые минимальные значения
давления газа Дргаш-
Как видно из кривых, минимальная величина давления, необ-
ходимая для однополупериодного гашения в системе двусторон-
него дутья, соответствует оптимальному расстоянию $/£>«0,4, где
D — диаметр входной части в плоскости переднего среза сопла.
162
При гашении в системе одностороннего дутья (при принятом
расположении контакта) минимальная величина Дргаш соответ-.''
ствует оптимальному расстоянию s/dc=»0,6, где dc— диаметр
сопла.
Дугогасящая способность каждого из сопел системы двусто-
роннего дутья при одинаковых прочих условиях меньше, чем у та-
кого же сопла при одностороннем дутье. Как показывают опыты,
хотя расход воздуха в системе одностороннего дутья в два раза
меньше, величина давления, требуемая для однополупериодного
гашения дуги, только в 1,6 раза больше, чем для гашения дуги
в системе двустороннего дутья. Отсюда следует, что дугогасящая
способность системы одностороннего дутья составляет 0,8 дуго-
гасящей способности системы двустороннего дутья. Следует по-
лагать, что выбором оптимальной формы оконечности контакта
в системе одностороннего дутья можно еще более повысить отно-
сительную дугогасящую способность таких систем.
Для ориентировочной оценки минимального допустимого рас-
стояния между контактами при упрощенной их форме могут быть
использованы уравнения:
для одностороннего дутья $омин~</с/3, где dc— диаметр сопла;
для двустороннего дутья (см. рис. 5-19,6) Зомип~с?оУ2. -
В результате обобщения полученных опытных данных [72]
установлена численная величина минимальной (необходимой для
гашения дуги) скорости очмип холодного воздуха на входе в сопло
при наличии в нем дуги. Значение этой скорости при оптимальных
геометрических параметрах дутьевой системы составляет
*»6ч-8 м!сек, причем меньшая величина скорости относится к бо-
лее выгодной форме газового потока? па входе в дутьевое сопло.
Исходя из данного количественного критерия. минимальной
скорости, на основании выведенного ранее уравнения (5-80) можно
определить размеры сечепия сопла при заданных значениях амп-
литуды тока, перепада давления, напряжения па дуге
р ____________________________ W1 минМт
мин —	860Др
(5-92)
или предельное значение амплитуды отключаемого тока при за-
данных F и Др
Т _ 86OFbp
*т ГТ	»
U д^1 мин
где.	— напряжение на эффективной части ствола дуги,
кв; 1т—амплитуда тока, а.
Пример, Найти оптимальные геометрические параметры дутьевой системы"
одностороннего воздушного дутья дугогасителя (см. рис. 5-19, а) при следую-
щих исходных данных: амплитуда отключаемого тока /гп=45-103 а, давление
воздуха в камере ро=2О бар.	л	;
1.	Принимаем: перепад давления в дутьевой системе А р— 18 бар; напря-
жение на эффективной части дуги (7д=0,75 кв.
2.	Находим амплитуду мощности дуги:
U^Im = 0,75-45-lO3^ 33,7.103 кет.	i
163
сечение горло
1
между оконеч-
сопла So=0,4,	।
3.	Приняв очмин=8 м!сек, по , уравнению (5-92) находим
вины сопла
Fмин = -1 мин/^ = 8'34'103 = 17,6 см*-,
ми 860Др	0,86-10s-18
соответственно диаметр сопла dc^5 см.
4.	По уравнению (5-91) находим оптимальное расстояние
ностью сплошного контакта и передним срезом горловины
dc=0,4-5=2 см.
На основании полученных данных может быть составлен :
эскиз дутьевой системы. При этом форма оконечности сплошного ?,-
контакта должна выбираться такой, чтобы «мертвая» зона в по-
токе была минимальной, а электрическое поле в промежутке было ;
возможно более однородным, как показано на рис. 5-19.	’ -
Таким образом, данные о процессе торможения потока в дутье- :
вой системе продольного газового дутья позволили получить рас-
четные уравнения, необходимые для оценки (приближенной) пре- '=
дельных параметров дугогасителя по величине отключаемого тока. - J
5-5. ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЦЕССА ГАШЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ДУГИ В ОБЛАСТИ ПЕРЕХОДА ТОКА ЧЕРЕЗ НУЛЬ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ
ВОЗДУШНОМ ДУТЬЕ
Параметры дугогасительного устройства должны быть такими, •
чтобы при заданных исходных условиях в конце заданного полу- '
периода горения дуги возможность повторного зажигания ее была. \
исключена (или маловероятна).
Как известно (85, 91], в дугогасителях с продольным газовым ;
дутьем повторное зажигание (возобновление) дуги под действием ;
восстанавливающегося напряжения (см. § 4-1)-, в зависимости от .’
исходного начального* состояния остаточного ствола и от харак-
тера внешних воздействий на дуговой промежуток (внешнего элек-
трического поля, газовых потоков и др.), может происходить в ре-
зультате или так называемого теплового пробоя, или электриче-
ского пробоя.	<
Тепловой пробой характеризуется тем, что при восстановлении
напряжения на промежутке, область которого обладает относи-
тельно высокой начальной температурой и относительно большой ;
электрической проводимостью, в остаточном стволе протекает ток ?
и выделяется электрическая энергия.	'	1
Если выделяющаяся мощность превышает мощность, отводи-
мую от ствола, в нем могут развиваться (прогрессивно) процессы ?
термической ионизации (посредством многократных столкновений),
повышаться температура и увеличиваться ток, что завершается (
образованием электродугового разряда. Такой тип развития ду- I
гового разряда называется тепловым 'пробоем. Характеризуется ]
он величиной электрической прочности как функцией времени 3
UdT=h(t)-
Развитие повторного зажигания дуги в результате электриче- $
ского.пробоя может происходить при двух условиях: при отсут- |
ствии или при наличии некоторой начальной ионизации.	|
В первом случае, после перехода тока через нуль с течением
времени температура и электронная проводимость в междукон-
тактном промежутке существенно понижается, количество носите-
лей зарядов становится ничтожным, хотя при этом температура
газа несколько выше, чем температура исходного холодного га-
зового потока. Поэтому при повышении восстанавливающегося
напряжения до момента начала лавинного образования носителей
заряда величина тока в промежутке очень мала и в пределе равна
нулю.
Образование дуги происходит в результате лавинообразного
пробоя при некотором значении восстанавливающегося напря^
жения.
Рис. 5-25. Характеристики двух типов
пробоя при повторном зажигании дуги
после перехода тока через нуль
А (X) — электрический пробой; В (V) — тепловой
пробой; С (О) — отсутствие пробоя (успешное га-
шение дуги); л^— концентрация электронов; В—
. напряженность электрического поля
Рис; 5-26. Эквивалентная
электрическая прочность
междуконтактного проме-
жутка при гашении дуги
Электрический пробой при наличии начальной ионизации (вто-
рой случай) может происходить, когда в течение некоторого ко-
роткого отрезка времени непосредственно после перехода тока
через пуль в области промежутка температура газа относительно
мала,, но достаточна еще для термической ионизации, плотность
газа при этом мала, относительно невелика и степень ионизации.
При этих условиях приложенное к промежутку восстанавливаю-
щееся напряжение вызывает вначале тлеющий разряд, который
затем переходит в дуговой разряд.
Динамическое состояние промежутка в околонулевой области
тока при электрическом шробое характеризуется величиной элек-
трической прочности как функцией времени UdE=h(t).
.Вероятность развития какого-либо из рассмотренных типов
пробоя при повторном зажигании дуги зависит от исходного на-
чального состояния остаточного ствола, а также и от условий
распада плазмы в течение короткого промежутка времени в около-
нулевой области тока.	ч
На рис. 5-25 приведены характеристики двух типов пробоя [91].
Как'видно из этих данных, для электрического пробоя характерны
165
низкая начальная концентрация электронов и более высокая на-
пряженность электрического поля, для теплового пробоя — высо-
кая начальная концентрация электронов и относительно низкая
напряженность электрического поля.
Следует заметить, что, как показали более поздние исследова-
ния [92], характер развития пробоя в процессе повторного зажига-
ния дуги в большей степени зависит от энергетического распре-
деления электронов, которое в данном случае отличается от мак-
свелловского распределения и зависит от .напряженности электри-
ческого поля.
Рассмотренные типы пробоев отличаются между собой также
и временными характеристиками: для развития теплового пробоя
требуется заметное время. Последнее связано с' тем, что при теп-
ловом пробое ионизация создается посредством многократных
упругих и неупругих столкновений, условия для пробоя наступают,
когда температура плазмы в течение какого-то времени достигает
определенного значения.
Общая характеристика состояния промежутка в околонулевой
области тока может быть представлена приведенной на рис. 5-26
кривой эквивалентной электрической прочности, которая в общем
случае может состоять из отрезков, двух пересекающихся кри-
вых 1 и 2 (85]. Кривые семейства 1 характеризуют эквивалентную J
электрическую прочность t7dT = A(O при тепловом пробое, причем 3
к меньшим значениям тока относятся кривые с большими началь-
ной ординатой и крутизной. Кривая 2 характеризует электриче- '
скую прочность данного промежутка при чисто электрическом
пробое’.
Ход процесса восстановления электрической прочности, как это
следует из рассмотренного выше, во многом определяется на-
чальным состоянием (параметрами) остаточного ствола и пара-
метрами охлаждающего потока.
Основными параметрами и характеристиками процессов в око-
лонулевой области тока являются:
а)	скорость подхода тока к нулю;	J
б)	изменение плотности тока и диаметра остаточного ствола;
в)	величина и характер изменения электрического сопротив- *
ления;	'	v <
г)	величина начальной тепловой постоянной времени. 4 i
Скорость подхода тока к нулю. В конце полупериода спадание ?
тока (см. § 4-1) в общем случае происходит не по синусоидаль- 1
ному закону, а более круто; крутизна спадания зависит как от ве-
личины емкости, шунтирующей дуговой промежуток, так и от J
характера и степени воздействия газового потока. При прочих i
. одинаковых условиях (одинаковый ток емкость и др.) скорость 1
спадания тока должна зависеть от перепада давления в дутьевой ?
системе, такая зависимость может служить для сравнительной i
оценки свойств дутьевых систем дугогасителей. На рис. 5-27 при- J
ведены обобщенные данные о средней скорости спадания тока [75] *
при гашении дуги в системе продольного воздушного дутья
166	'	j
(dc=l см, Лп=1200 а), работающей в предельном по величине
тока и давления режиме (Др = 3 бар). Здесь средняя скорость оп-
ределялась из отношения
(—) ==	, а!мксек,
\ dt /ср М
где £н=14а — условная величина тока, принятая для начала из-
меряемого интервала времени от А/ до нуля, а\ &t— интервал
времени спадания тока от 14 а до нуля, мксек.
Диаметр дуги и .плотность тока при подходе тока к нулю.
В, копце полупериода изменение диаметра ’дуги обусловлено в ос-
Рис. 5-27. Средняя скорость спадания тока дуги
перед переходом через нуль в зависимости от ве-
личины перепада давления
4 (X) — успешное гашение; В (О) — повторное зажигание, одно*
стороннее дутье; dc =1,0 см
новном ходом процессов тепло- и массообмспа в области ствола,
которые.могут протекать с определенной конечной скоростью. По-
этому при резком спадании тока в пределах короткого отрезка
времени (0<Д/<20 мксек) перед переходом тока через нуль диа-
метр ствола меняется относительно мало до некоторого момента
времени Д/—4 мксек, после чего происходит резкое его уменьше-
ние или, вернее, «размывание» за счет диффузионного распада
в потоке воздуха. Это видно из рис. 5-28, на котором приведены
обобщенные данные [75] для участка ствола дуги, расположенного
в горловине сопла. Из этих данных следует, что диаметр ствола
в пределах отрезка времени 3 лексек<Д/<18 мксек до перехода
тока через нуль меняется относительно слабо, величина тока мо-
нотонно убывает до пуля. При некоторой плотности тока (около
2 ка!см2), при данных условиях, охлаждения и восстановления на:
пряжения происходит резкое качественное изменение хода про-
цесса; по-видимому, это соответствует состоянию диффузионного
распада ствола, температура которого достигла определенных ниж-
них пределов. '	. .
167
Несомненно, диаметр ствола и плотность тока должны зависеть
от давления, поскольку от величины его зависит ход кинетических
процессов в плазме остаточного ствола, а также и течение потока
газа в дутьевой системе при горении дуги, о чем, говорилось выше.
Изменение сопротивления ствола дуги перед переходом тока
через нуль. Данные о величине тока дуги и о восстанавливаю-
щемся напряжении в околонулсвой области тока позволяют опре-
делять величину электрического сопротивления /?д дуги в процессе
ее гашения.
Обобщенные данные о величине сопротивления /?д для случая
гашения дуги в системе продольного воздушного дутья приведены
Рис. 5-28. Изменение диаметра
ствола дуги и тока дуги перед
переходом тока через нуль при
воздушном дутье, Ар=3,5 бар;
tic = l(O c3t;<Zm = 1200 а
Рис. 5-29. Сопротивление
остаточного ствола дуги
перед переходом тока че-
рез нуль при односто-
роннем воздушном дутье
/—Др=6,5 бар', 2 —1 Др=3,2 бар\
3 — Др= 2 бар\ dc = l,0 см
на рис. 5-29. Эти данные показывают, что при подходе тока -1
к нулю до момента времени />54-7 мксек, которому соответствует 4
начальная величина' тока 1Д=4 а, сопротивление дуги 7?д практи- i
чески не меняется во времени, оно слабо зависит и от давления. 1
При дальнейшем уменьшении величины тока (£д<4 а), т. еЛ
в пределах интервала времени 0^Д/^5ч-7 мксек, характер из- ]
менения сопротивления резко меняется: величина сопротивления 1
/?д начинает резко возрастать и за период от Д/~1 мксек до нуля
увеличивается во много раз. Зависимость сопротивления /?д от<
величины перепада давления Др становится более существенной,^
эта зависимость от 0^Д/^5->7 мксек может быть представлена^
приближенно уравнением [75]	(Я

(5-94)|
Тепловая постоянная времени ствола дуги перед переходом ^
трка через нуль. Тепловую постоянную времени в первом прибли-
женин можно представить отношением количества тепла, воспри-а
168
нимаемого в единицу времени веществом тела при подводе к нему
энергии, к количеству тепла, отводимого от него за этот же про-
межуток времени.
Понятие тепловой постоянной времени применительно к ана-
лизу переходных процессов в области остаточного ствола дуги при
околопулевом значении и определение численной ее величины
весьма важны.
Для вывода соотношения, характеризующего постоянную вре-
мени переходных тепловых процессов в стволе дуги, охлаждаемом
в продольном потоке газа, определим, баланс энергии для участка
ствола дуги длиной, равной единице:
= E4F — асж (hF) — KF, вт/см.	(5-95)
dt
В этом уравнении hF — теплосодержание плазмы единичного
участка (1 см) ствола, дж/см-, h— энтальпия, дж!см3-, F— площадь
поперечного сечения ствола, ел2; Е — градиент напряжения, в!см\
о — удельная электропроводность плазмы, 1/(ом-см); К — коли-
чество тепла, отводимого с боковой поверхности ствола в единицу
времени, отнесённое к единице объема, вт!см3\ асж— коэффициент
сжатия, характеризующий относительное уменьшение сечения во
времени за счет течения плазмы вдоль оси ствола, 1/сл.
. Коэффициент сжатия
„_____1 д[уаф)] - 1 9F
сж У дх	F dt ’’
Уравнение (5-95) является нелинейным, поскольку величины
h, F, К и о в общем случае могут зависеть от температуры плазмы
и от координаты х, определяющей место рассматриваемого участка
по оси ствола, условия охлаждения которого в отдельных зонах
дутьевой системы неодинаковы. Для конечных малых интервалов
времени эти величины могут быть усреднены, т. е. для h, F, К и о
могут быть приняты некоторые средние значения h, F, К и а.
Если представить распад плазмы остаточного ствола дуги,
когда в некоторый момент времени /=0 создаются условия
£2о-»-0, т. е. прекращается подвод энергии от внешних источников,
то уравнение (5-95) в этом случае будет иметь вид:
*& + асж(ЙГ) + КК = 0
или
d(hF) . / Осж^ — К \ ^р _ q
dt ' \ h )		'
(5-97)
При принятых начальных условиях решение этого уравнения
можно представить как
(hF)t=(hF)nexp(-±-\,	(5-98)
\ 1о /
ГДб	« a h К
— =	Мсек.	(5-99)
То . ft	v <
169
Величина то представляет собой так называемую тепловую по-
стоянную времени, т. е.
т0 =----, сек. ,	(5-100)
®СЖ^- К	>
Как следует из приведенного рассмотрения, эта постоянная
времени в общем является нелинейной функцией многих перемен-
ных, и в, первую очередь функцией температуры и формы потен-
циального поля течения газа в дутьевой системе.
Если принять условие, что при охлаждении остаточного ствола
дуги потенциальное поле течения газа будет таким же, как и при
отсутствии дуги, величина 1/то может быть рассчитана по урав-
нению [88]
т-* = eUi Кг — 1 w(x) dp	(5-101)
2kT	Кг Р dx ’	\ ‘ f
.где Ui — потенциал ионизации; k= 1,37- 10-23 дж/град— постоян-
ная Больцмана; Кг — показатель политропы; w(x)—скорость те-
чения в точке х; Т — температура плазмы.
1
5-6. ПРИБЛИЖЕННЫЙ РАСЧЕТ ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
ПРОЧНОСТИ МЕЖДУ КОНТ АК'ГНОГО ПРОМЕЖУТКА И ОПРЕДЕЛЕНИЕ
НОМИНАЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ ДУГОГАСИТЕЛЯ
Исходны^ условием для расчета процессов распада остаточ- ’
лого ствола и восстановления электрической, прочности может
быть или электрический пробой, или тепловой пробой промежутка
под воздействием восстанавливающегося напряжения, которые
рассматривались ранее.
В первом случае* оценка отключающей способности основы-
вается на сопоставлении для отдельных моментов времени орди-
нат кривой восстанавливающейся прочности Ua(t) (типа кривых
на рис. 5-26), рассчитанной для данного промежутка, с ордина-
тами кривой восстанавливающегося напряжения	что по- =
зволяет судить о возможности повторного зажигания дуги в конце
рассматриваемого полупсриода.	1
Условия «теплового» пробоя типичны для частных специфиче- $
ских случаев отключения выключателем мощных линий при не- j
удаленных коротких замыканиях. В этом случае условия гашения )
или негашения дуги в конце рассматриваемого полупериода мо-
гут устанавливаться на основании совместного решения двух"
уравнений: уравнения вольт-амперной характеристики' разряда |
в промежутке при «остаточном» токе и уравнения отключаемой а
цепи. Ориентировочная оценка состояния промежутка в какой-то i
мере может быть дана также и на основании сопоставления орди- |
нат начального участка кривой (кривая 1 на рис. 5-26) эквива- 3
лентной электрической прочности с ординатами кривой восста-
навливающегося напряжения.	Л
Необходимо заметить, что, согласно имеющимся опытным дан- |
пым [96 и др.], для рассматриваемого способа гашения дуги (ин-
170
тенсивное продольное воздушное дутье) термическое зажигание
дуги при обычных условиях отключения не является характерным.
Поэтому при решении данной задачи может быть использована
теория электрической прочности, в которой повторное зажигание
дуги рассматривается как результат электрического пробоя меж-
дуконтактного промежутка в тот момент времени, когда восста-
навливающееся напряжение становится равным изменяющейся во
времени электрической прочности или большим ее.
Несмотря на то что эта теория не охватывает всех сторон
рассматриваемого процесса и содержит в себе ряд противоречи-
вых и спорных положений, она позволяет производить ориентиро-
вочные инженерные расчеты
электрической прочности между-
контактного промежутка в дуго-
гаейтеле в конце рассматривае-
мого полупериода и делать
оценку отключающей способ-
ности. Влияние остаточной про-
водимости промежутка в этом
случае учитывается увеличением
коэффициента запаса.
Рассмотрим процесс восста-
новления электрической проч-
ности промежутка в дугогаси-
теле с односторонним продоль-
ным дутьем (рис. 5-30).
В конце полупериода (см.
рис. 4-3), после резкого спада-
ния тока (t=0), остаточный
ствол подвергается интенсив-
Рис. 5-30. Расчетная схема дуго-
гасителя с односторонним дутьем
ному охлаждению.
В начальный период температура области остаточного ствола
значительно выше температуры окружающего воздуха, поэтому,
как уже говорилось выше, мы имеем для аксиальных параллель-
ных потока, на границе которых движение газа носит резко тур-
булентный характер. В этом случае создаются весьма благопри-
ятные условия для охлаждения и деионизации остаточного ствола.
Принимая полное отсутствие подвода к стволу энергии с мо-
мента времени t=0 (остаточная электрическая проводимость и
напряжение на промежутке очень малы) и чисто конвективное
охлаждение (граничные условия третьего рода), изменение тем-
пературы в любом поперечном сечении остаточного ствола дуги
приближенно можно представить уравнением
Т,(х, t) — То ехр
t
т(х, 0
(5-102)
В этом уравнении То —начальная температура остаточного
ствола дуги, ®К; t(x, t)—так называемая тепловая постоянная
171
времени, сек, которая приближенно может' быть рассчитана по я
уравнению	'	1
т(х, t) = Cpd^-,	(5-103) \j
4k (х)	i
где сР — удельная теплоемкость плазмы остаточного ствола, .
вт • сек! (см3 • град); d — диаметр остаточного ствола в поперечном ?
сечении х в момент времени t, см- k(x)—обобщенный коэффи- j
циент теплоотдачи в некоторой точке х, вт/ (см3  град).	1
Из данного уравнения следует, что постоянная времени в от- J
дельных точках х с течением времени меняется. В месте наиболее з
интенсивного охлаждения, т. е. в горловине сопла, где скорость ;
потока достигает скорости звука и остается неизменной, постоян- ]
ная времени будет наименьшей; для сечений, отдаленных от пе- ।
реднего среза сопла (х>0), она будет увеличиваться.
. На основании обобщения имеющихся опытных данные [89 J
и др.] ориентировочная оценка величины, постоянной времени для j
начального момента времени /=0 и для х=0 может быть найдена j
из уравнения	i
то = 0,163 • 10-7cppcpi?t25ToH ехр (- 0,087рср).	(5-104) ]
В этом уравнении ср—’средняя величина удельной теплоем-
кости плазмы, в первом приближении принятая для всего процесса '
неизменной, вт-сек/(см3-град); рср — среднее давление в области
остаточного ствола, бар; ТОя — начальная температура, °К; io — \
минимальная.расчетная величина тока, соответствующая началу ;
резкого спадания его в конце полупериода, определяемая из урав- 
нения
-	*	* i0^ImM~^,	(5-105) |
6/0	]
где <в — угловая частота переменного тока, \/сек; Im — амплитуда |
отключаемого тока, a; f0 — частота переменной составляющей вое- (
станавливающегося напряжения, гц.	'	|
Начальная температура может быть принята 7он~12*103 °К. I
Для рассматриваемого диапазона температур сР«50-10-4 вт  сек/ ]
/(см3- град).	-	j
Величина то может быть также найдена по данным Хорста [96] .
с пересчетом для данного значения амплитуды тока, при прочих j
равных условиях, по формуле
т0 = 35 • 1СГ6 (-2^-у-25,
\ 5000 /
. где Im—амплитуда отключаемого тока.
В рассматриваемый момент времени /=0 постоянная времени
по длине ствола дуги не будет одинаковой, так как скорость по-
тока в отдельных точках х по мере удаления от критического среза
сопла (х—0) уменьшается соответственно уравнению
(5-106)
172

где wx — скорость потока в точке х; Wt — постоянная скорость
потока в горловине“сопла, равная скорости звука; f (х) —функция, ' '
определяемая аналитическим или графическим методом, исходя
из заданной формы потенциального поля потока в междукоитакт-
ной области.
При чисто конвективном способе охлаждения коэффициент
теплоотдачи в любой точке х может быть приближенно рассчитан
по уравнению
'	(5-107)
Поэтому для начального момента времени (/=0), когда диа-
метр остаточного ствола по всей длине одинаков, постоянную вре-
мени для отдельных точек х можно найти, исходя из уравнений
(5-103) и (5-107):
.		=	(5-1^)
В последующие моменты времени (/>0) благодаря уменьше-
нию диаметра остаточного ствола постоянная времени будет,
уменьшаться [ср. уравнение (5-103)]. При этом в различных точ-
'ках х скорость изменения диаметра, а следовательно, и изменения .
постоянной времени будет различной.
В первом приближении постоянную времени для произвольно'
взятых х и />0, с учетом изменения диаметра остаточного ствола,
можно представить уравнением
Т(х, /) = т(х, 0)exp |— WtT-L® .	(5-109)
В этом уравнении Wir— скорость течения газа в области оста-
точного ствола, определяемая по уравнению
(s4io)
где Т1г — температура в области ствола на участке, расположен-
ном в горловине; Tix — температура холодного газа в горловине
сопла.
Трудность точного решения уравнения (5-109) состоит в том,
что скорость Wi г, как видно из уравнения (5-110), зависит от тем-
пературы 71г, которая в течение рассматриваемого процесса су-
щественно меняется. Может также (в меньшей степени) меняться
и температура холодного газа. Поэтому как первое приближение
для упрощения решения задачи под корнем уравнения (5-110) бе-
рутся некоторые средние значения температур, а именно: Г1г«
^6-10зоК; 7tx^l-103°K.
Приближенная расчетная формула тогда принимает вид:
т(х,/) = т(х, 0)ехр[—.	(5-111)
• .. .	-	- -	- I - -4	.1;
173
Подставляя найденные из (5-111) значения т(х, t) в уравнение
(5-102), можно определить характер изменения температуры газа
в любом сечении остаточного ствола в процессе его охлаждения, г
Для рассматриваемой системы (см. рис. 5-30) па рис. 5-31
и 5-32 даны кривые f(x), т(х, 0) и т(х, t) для случая отключения
о1- о
0,8-160
0,6 -120
0,0-80
-00
х!0'в
10 -200
T(Xt0)	^0 ; То-60-10 сек		
			
			
			
			
			X
2
1
см
Рис. 5-31. К расчету постоянной времени остаточного
ствола дуги


Рис. 5-32. К расчету постоянной времени остаточного	'
ствола дуги в процессе его охлаждения
тока с амплитудой /т=45 ка в цепи с частотой /о=ЮОО гц. На
основании этих кривых на рис. 5-33 построено семейство кривых
Г(х, t) изменения температуры в области остаточного ствола, рас- .•
считанного по уравнению (5-102).
Мы видим, что температура падает более интенсивно в части
ствола, расположенной непосредственно в горловине сопла
(х=0); в момент времени /=40 мксек в этом сечении температура
174 '	. ’i
,5	.	.	 •
достигает значения около 4000° К; следовательно, с этого момента
в междуконтактном промежутке начинается образование участка
ствола, в котором термическая ионизация отсутствует. При даль-
нейшем , спадании температуры в момент времени /=60 мксек
температура в области горловины (х=0) снижается до темпера-
туры холодного воздуха; следовательно, с этого момента начи-
нается процесс образования промежутка, заполненного холодным
. сжатым воздухом. С течением времени величина этого проме-
жутка увеличивается и при /=200 мксек достигает величины
 х=$=4 см.
Рис. 5-33. Изменение температуры в области остаточного
ствола дуги
Таким образом, с момента времени /=60 мксек область про- •
межутка составляют: область, заполненная холодным воздухом;
оконечность ствола, обладающая температурой . 300<Т(х,7)<
<4000° К, и оставшаяся часть ствола, обладающая температурой
Т (х, t) >4000° К и достаточно высокой электрической проводи-
мостью.
На основании кривых Т(х, I) может быть рассчитан процесс
восстановления электрической прочности междуконтактного про-
межутка.
Для области оконечности остаточного ствола величина электри-
ческой прочности в первом приближении может быть рассчитана
на основании уравнений:	-
Е(х, I) = Ео у Т* - E0 — U0/s0', U0 — f(s,py,
Ud(t) = f E(x)dx,
xt
17S
Рис. 5-34. Разрядное напряжение
промежутка игла 4+) — плоскость в
сжатом воздухе (по Гейгеру)
где Uo — электрическая прочность промежутка при отсутствии
остаточного ствола; Гх — температура холодного воздуха; 0^(1),—
электрическая прочность промежутка Xi — х2 в момент времени t.
Как показывают, расчеты, электрическая прочность, обуслов-
ленная'наличием оконечности ствола с температурой 7'<4000° К,
составляет очень малую долю общей прочности промежутка, по-
этому в расчет ее можно не принимать, а исходить только из на-ч
личия изменяющегося во времени промежутка, заполненного хо-
лодным сжатым воздухом. Для выполнения расчета на основании
построена зависимость
в пределах О<х^$о и, далее,
на основании известных опыт-?
пых зависимостей для разряд-
ных напряжений в сжатом
воздухе Up=fi(x) найдена ис-
комая зависимость электриче-
ской прочности Up=h(t).
При расчете 'следует исхо-,
дить из того, что в течение
рассматриваемого отрезка вре-
мени t разрядный промежуток
образуется входной частью
металлического сопла и око-
нечностью ствола; последняя
может .быть принята за остриё
металлического электрода. Раз-
рядное' напряжение для тако-
го промежутка в сжатом воз- -
духе может быть найдепо по
опытным кривым. Одна из та-'
ких кривых дапа на рис. 5-34.
аточпого ствола (в нашем слу-
чае при ^200 мксек) форма электрического поля в междукон-
тактпой области будет определяться формой оконечностей метал-
лических контактов, образующих данный промежуток. Обычно
поле становится более однородным, следовательно, величина раз-
рядного напряжения значительно повышается. Для расчета раз-
рядных напряжений таких промежутков в сжатом воздухе могут
быть использованы или опытные кривые, например, рис. 5-35 [87
и др.], или эмпирические формулы.
Одна из таких приближенных формул для промежутка между
торцами соосных цилиндров диаметром 32 мм (с закругленными
краями) имеет вид [84]
f/p 42 (ps)0,45, квмакс,	(5-112)
где р— среднее давление воздуха, бар; s — длина промежутка, аи. ’
Нужно заметить, что в потоке холодного воздуха, направлен-
ном от сплошного электрода к соплу, за оконечностью, контакта •
может образоваться область завихрений, так называемая мертвая
После полного охлаждения
176
збна, гДе давлейие вбздуха, а следовательно, и эЛеКтрйчёскйя Прбч-
пость понижены. Суммарная электрическая прочность такого про-
межутка может оказаться меньшей, чем при статическом состоя-
нии сжатого воздуха [82]. Имея это в виду, при расчете следует
принимать несколько завышенный запас по^ электрической проч-
ности, т. е. считать
t/d^(l,25^1,5)^m,-
(5-113) *
где Uzm — амплитуда восстанавливающегося напряжения.
На рис. 5-36 дана кривая нарастания промежутка з, обуслов-'
ленного спаданием температуры, построенная по данным рис. 5-33.
Рис. 5-35. Разрядное напряжение
междуконтактного промежутка воз-
душного выключателя
На этом же рисунке представлена кривая нарастания электриче-
ской прочности UpT—f(,t) по данным рис. 5-34. За время t—
= 160 мксек электрическая прочность достигает значения 1)рт —
=70 квмакс, что соответствует образованию промежутка з=4 см.
После этого, если у оконечности сплошного контакта мертвая зона
отсутствует, прочность может резко возрасти и достигнуть значе-
ний, определяемых формой контактов (см. уравнение (5-112) и
рис, 5-35]. Этому дальнейшему росту прочности соответствует часть
кривой, изображенная штриховой линией. При наличии мертвой
зоны, процесс этой второй стадии может быть замедлен.
Процесс восстановления электрической прочности некоторыми
авторами [89] трактуется как результат механического относа око-
нечности остаточного ствола от места образования разрыва со
скоростью, равной скорости перемещения частиц холодного газа
по оси х рассматриваемого промежутка.
7
Г. Л. Кукеков
’ 177
(5-11
4
*10
Ёсли исходить из этой теории, зависимость веЛичИнь! прбй
жутка sM от времени может быть найдена из уравнения
S	3
. I \ р dx 1 Г dx с / \
t (зм) = \ -= — I --------= А (х).
v м/ J wx J /(х) ,lv >
о	о
Для рассматриваемой системы определение такой зависимости
дано на рис. 5-37, а на рис. 5-38 приведена зависимость sM=/2(^
и соответствующая ей кривая нарастания электрической прочности
Up. м=/з(0-
см
3
2
1
120
100
80
60
OfJ
\20
к8макс
100
|/7-«
1	Ч 3'10 сек
Рис. 5-36. К расчету увеличения изо-
ляционного междуконтактного про-
межутка и его электрической проч-
ности за счет охлаждения остаточ-
ного ствола дуги
ol-
10
8
4
6
3
2
2-
Г J
fdx
/ ftX)
-	5
Рис. 5-37. К расчету изоляцион-^
його промежутка, образующегося;
за счет механического относа око-
нечности остаточного ствола пото-
ком воздуха
1	2
______о
3 Л см
4
0
0
Из кривой видно, что промежуток sM=4 см образуется за
время 333 мксек и соответственно прочность достигает значения
Up. м=70 квмакс- Дальнейшее нарастание прочности (вторая ста-
дия) должно происходить так же, как и в предыдущем случае.
Для сравнения на рис. 5-38 дана кривая прочности, полученная
памп ранее па основании теории охлаждения, откуда видно, что |
при чисто механическом образовании промежутка, при прочих (I
равных условиях, нарастание электрической прочности идет зна- з
чительпо медленнее, чем при тепловом. Следовательно, расчет па- |
растания электрической прочности, основанный на теории меха- |
пического разрушения остаточного ствола, дает более пессимисти- |
ческие результаты.	;
В рассматриваемых расчетах давление воздуха в междукон-
тактном промежутке для всех значений х принималось одпнако- j
YIZ
вым и равным некоторому среднему значению. Для наиболее ха-
рактерного случая (рис. 5-39) величина этого давления может
быть принята	.	.
РсР-0,8рК(	(5-115)
где рк —давление в камере (при а>0=0). ‘ •
Рис. 5-38. К расчету нарастания электрической
прочности междуконтактного промежутка за
счет механического относа остаточного ствола
дуги
В общем случае при определении величины этого давления
нужно исходить из картины потенциального поля потока в между-
контактной области.
Как указывалось выше, сравнение ординат кривой восстанов- .
лепия электрической прочности с ординатами кривой восстанав-
ливающегося напряжения
позволяет ориентировоч-
но определить возмож-
ность повторного зажига-
ния дуги в конце рассмат-
риваемого полупериода
(отказ в гашении).
Для примера па рис.
5-40 построена кривая
Рис. 5-39. Распределение
давления по оси потока при
истечении через сопло дуго-
гасителя (Касси и Мэзон)
179
7*
восстанавливающегося напряжения для одного из двух разрывов
воздушного выключателя НО кв для случая отключения полной
мощности.
Для трехполюсного выключателя амплитуда восстанавливаю-
щегося напряжения в этом случае может быть рассчитана по
уравнению
- ka• 0,87 VТил1 = 1,3-0,87/2"ил1,
где ka— коэффициент превышения амплитуды восстанавливаю-
щегося напряжения; (7Л1— линейное номинальное напряжение от-
ключаемой цепи, приходящееся на один разрыв.
Рис. 5-40.*Расчетные кривые восстанавливающегося
напряжения и электрической прочности
На этом же графике даны кривые восстановления электриче-
ской прочности ирт и Up. м, взятые из рис. 5-36 и 5-38.
Начало восстановления электрической прочности соответствует
моменту времени /ь определяемому по кривой Т(х, t) (рис. 5-33).
В рассматриваемом нами случае /1 = 60 мксек.
Начало восстановления напряжения соответствует моменту ;
времени ДЛ, определяемому ориентировочно по уравнению Д/1 =
= l/fo, где fo — частота свободных колебаний восстанавливающе-
гося напряжения.	;
Как видно из рисунка, если мертвая зона отсутствует, в конце
рассматриваемого полупериода возможность повторного зажига-
ния исключена как при чисто термическом, так и при чисто меха-
ническом образовании промежутка, причем во втором случае по-
лучаются более низкие значения прочности. Следовательно, ]
расчет, основанный на теории механического относа ствола, дает
более надежные по запасу результаты. Имея в виду, что второй .•
метод менее трудоемок, его можно использовать для предвари-
4
180
тельной ориентировочной оценки возможности повторного зажи- .
гания дуги.	'	'	’	,
Необходимо заметить, что описанный метод расчета восста-
новления электрической прочности справедлив только в том слу-
чае, если при горении дуги в течение рассматриваемого полу-
периода термодинамическое торможение потока газа на входе
в сопло будет умеренным (z»i = w1MnH, а относительное расположе-
ние контакта будет оптимальным, о чем говорилось выше (см. §5-2).
Следовательно, расчет восстанавливающейся электрической
прочности междуконтактного промежутка производится для дуго-
гасилыюй системы, у которой геометрические параметры (диа-
метр сой л а и оптимальное расстояние s0) выбраны по условиям
отключения тока заданной величины при заданной величине дав-
ления воздуха (газа) в камере (рм. § 5-2). .
По приведенной выше методике расчета восстанавливающейся
прочности междуконтактного промежутка такой системы можно
определить верхний предел линейного номинального напряжения
па основании уравнения
7/	_	^2Ш
1,1	*а-0,87)<2 ’
(5-116)
где Uzm—верхнее значение амплитуды восстанавливающегося на-
пряжения, найденное на основании построения совмещенных кри-
вых Uv(t) и Uz(t) (см. рис. 5-40) при заданной форме и частоте
переменной составляющей восстанавливающегося напряжения,
при заданной амплитуде возвращающегося напряжения и приня-
том коэффициенте надежности
*я = -^<1.
Стандартное поминальное напряжение или часть его для дан-
ного дугогасителя принимается по величине ближайшим к на-
пряжению ия1, рассчитанному по уравнению (5-116), или рав-
ным ему.
5-7. ДИНАМИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ОСТАТОЧНОГО СТВОЛА
ДУГИ В ОБЛАСТИ ПЕРЕХОДА ТОКА ЧЕРЕЗ НУЛЬ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ
ВОЗДУШНОМ ДУТЬЕ .
В процессах . отключения выключателем предельно больших
токов при большой начальной скорости восстановления напряже-
ния и малом коэффициенте амплитуды (например, при неудален-
ных коротких замыканиях) начальная стадия процессов в около-
нулевой области характеризуется наличием заметной электриче-
ской проводимости остаточного ствола, следовательно, наличием
остаточного тока. Повторное зажигание дуги в данном случае
происходит в результате теплового пробоя (см. § 5-3), когда при
воздействии восстанавливающегося напряжения создаются усло-
вия для нарастания тока до некоторой определенной величины.
181
Методика расчета таких процессов и определение условий га-з
шения дуги в конце данного полупериода в данном дугогасителе, J
в отличие от рассмотренных выше (см. § 5-5), основываются на]
анализе процесса изменение остаточного тока в околонулевой об-^
ласти при определенных сетевых условиях восстановления напря-5
жения.	'	\
Как известно, подобного рода задачи решаются путем совме-
стного решения уравнения динамической вольттамперпой харак-1
теристики разряда в газе и уравнения электрической цепи, в ко-
торой развивается этот разряд.	'
В рассматриваемом случае задача должна решаться на осно-
вании совместного решения уравнений динамической вольт-ампер-
ной характеристики остаточного ствола и характеристик кратко-
временных переходных процессов в отключаемой цепи в области
перехода тока через нуль.
.Уравнение вольт-амперной характеристики остаточного ствола
выводится из приведенного выше уравнения (5-95) баланса энер-
гии [88]. Если для' некоторого конечного короткого промежутка
времени в этом уравнении принять постоянными величину удель- ,
ной электропроводности плазмы и величину энтальпии, принять
также условие dcm^K/h, которое в данном случае может быть
_ вполне обоснованным, то уравнение динамической вольт-амперной
характеристики для единичного участка ствола (1 см) в первом
приближении может быть представлено следующим образом:
Г1---------—--------1,	(5-117)
Е dt i dt т0 [	foexp(— <W)K J	-	’
где to — тепловая постоянная времени, сек; Е — градиент напря-
жения, el см; i — ток, в стволе, а; Го —начальное поперечное сече-
ние ствола, см2; К — мощность, расходуемая с поверхности ствола,
отнесенная к единице объема данного участка, ет/см3; аСж~ ко-
эффициент сжатия (см. § 5-5),, 1 /сек.
Величины, входящие в уравнение (5-117), кроме величины тока,
по оси ствола дуги (в принятом направлении х) меняются, по-
скольку меняются условия теплоотвода от ствола по оси дутьевой
системы, т. е. Px=f(x); t0x=f(x) и т. д. Поэтому для остаточпого
ствола, имеющего некоторую эффективную длину I, могут быть
найдены усредненные значения этих величин, так же как и вели-
' чина напряжения па стволе, на основании уравнений:
	1 с
тОср = —,|T0(x)dx;
/о
z	I
асж. ср= -г- f d 1асж W1 dx =	( -J- d [и/ (x) p (x)] dx;
I ' J	I J Ух
,, * ,	0	6
л /;	i ..	t .
'U = $E(x)dx; Kep = i K(x) dx.
.	o. .	- l о
182
(5-118)
Следовательно, уравнение динамической вольт-амперной ха-
рактеристики ствола длиной I имеет вид:
1 <ш_____L А = 1 Г1____________т
U dt i dt	т0 ср I	Fo — ехр (—<Хсж. срО ^ср
При определении начальных условий для расчета этого про-
цесса следует исходить из условий перехода дугового разряда в ка-
чественно повое состояние — остаточный ствол (см. § 4-1). Этому
соответствуют /=0; dUldt—Q', U=Ut=o', (di/dt)t=o~G>Im,
Все значения величин w(x), р(х), dpjdx, К(х), входящих
в приведенные выше уравнения, определяются на основании рас-
чета или опытных данных о газодинамических характеристиках
данной дутьевой системы с выбранными геометрическими пара-
метрами при заданной величине исходного давления в камере,
что было рассмотрено ранее.
Определяющими характеристиками отключаемой цепи в общем
случае являются: скорость изменения тока промышленной частоты
при подходе к нулю, волновое сопротивление отключаемой линии
и характеристика восстанавливающегося напряжения.
В частном случае, при отключении неудаленпого короткого за-
мыкания на линии, основными характеристиками являются вол-
новое,сопротивление отключаемой линии и частота колебаний на-
пряжения f2=c/(4/), имеющих треугольную форму, на линейном
зажиме выключателя.
Расчет процесса изменения тока па основании приведенных
выше уравнений может выполняться либо численным методом
последовательных интервалов, либо па аналоговой вычислитель-
ной машине. Последнее было выполнено в работе [88] и проверено
опытами на моделях дугогасителей с продольным воздушным
дутьем.
5-8. ЭЛЕМЕНТЫ РАСЧЕТА И КОНСТРУКЦИИ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВ С ПРОДОЛЬНЫМ ВОЗДУШНЫМ ДУТЬЕМ, С ШУНТИРУ-
ЮЩИМ НИЗКООМНЫМ СОПРОТИВЛЕНИЕМ
Шунтирование дуги низкоомным (дугогасительным) сопротив-
лением является одним из средств повышения отключающей спо-
собности выключателей. Наиболее типичные принципиальные схемы
шунтирования дуги посредством низкоомных сопротивлений, при-
ведены на рис. 5-41.
При отключении после размыкания контактов в дугогасителе
•образуются два участка дуги 1 и 2, из которых один зашунтиро-
ван низкоомным сопротивлением /?ш. В конце полупериода дуга
на первом участке гаснет и дешунтированное сопротивление' ока-
зывается включенным последовательно с оставшимся, вторым,
участком дуги, гаснущей в, конце последующего полупериода. ;
Благодаря шунтированию значительно снижается скорость
восстановления напряжения и амплитуда восстанавливающегося
напряжения па первом участке дуги после ее гашения. Последующее
183
включение сопротивления в цепь второй дуги создает также;
благоприятные условия для ее гашения как за счет резкого сни-
жения величины отключаемого тока, так и за счет снижения'
величины восстанавливающегося напряжения. Следовательно,
в таких устройствах процесс гашения дуги протекает более благо-
приятно, чем в устройствах, не имеющих шунтирующйх низкоом-
ных сопротивлений.
В описываемых выключателях при правильно выбранной ве-
личине сопротивления отключаемая мощность может не зависеть
от частоты свободных колебаний восстанавливающегося напряже-
Рис. 5-41. Способы шунтирова-
ния дуги низкоомным сопро-
тивлением в воздушных вы-
ключателях
ния. Эта особенность для воздушных выключателей является
очень важной, так как благодаря ей можно создать выключатель
на весьма большую отключаемую мощность и на генераторное
напряжение, что при отсутствии шунтирующих низкоомных сопро-
тивлений трудно осуществить, ибо частоты собственных колебаний
при генераторных напряжениях относительно велики. Кроме того,
при наличии низкоомных шунтирующих сопротивлений создаются
более благоприятные условия для гашения дуги в дугогасителе
при отключении токов неудаленных коротких замыканий па ли-
ниях.
Расчет дугогасительного устройства данного типа может быть
сведен к следующим операциям: определению оптимальной вели-
чины шунтирующего низкоомного сопротивления; расчету геомет- -
рических параметров дугогасителей основного и вспомогательного
разрывов; выбору конструктивных размеров шунтирующего сопро-
тивления (сечение провода, шаг намотки, изоляционный кар-
кас и Т. Д.).
184
Для выполнения расчета величины шунтирующего сопротив-
ления необходимы следующие исходные данные:
а)	электрическая и конструктивная схемы проектируемого ду-
гогасителя (или совокупности дугогасителей);
б)	номинальная мощность отключения для одиночного комп-
лекта;
в)	номинальное напряжение, относящееся к данному комп-
лекту;
г)	частоты собственных колебаний отключаемой цепи (или па-
раметры L и С).
Рассмотрим процесс гашения дуги в дугогасителе воздушного
выключателя с двумя разрывами; из которых один зашунтирован
Рис. 5-42. К расчету процесса гашения дуги в дугогасителе
> с шунтирующим низкоомным сопротивлением
низкоомным активным линейным сопротивлением. Расчетные элек-
трические схемы для двух стадий гашения представлены на
рис. 5-42.
Для подавляющей части-полупериода тока шунтированной со-
противлением дуги (первая стадия гашения — рис. 5-42, а) спра-
ведливы соотношения:
i = 1Я + »ш'.	и	(5-119)
где Un — напряжение на первом (/) участке дуги; иш — напряже-
ние на шунтирующем сопротивлении; — ток дуги; гш — ток
в шунтирующем сопротивлении; /?ш — величина шунтирующего
сопротивления; i — ток отключаемой цепи.
Если в первом приближении исходить из статической характе-
ристики дуги, то для случая интенсивного продольного дутья на-
пряжение на дуге может быть рассчитано по уравнению
<s-120>
‘д
где А = 1400 -г-постоянная, характеризующая интенсивность ох-
лаждения ствола дуги; т — показатель степени, характеризующий
способ охлаждения ствола дуги (в нашем случае можно принять
т~0,25); I — длина дуги, см; — ток дуги, а.
На рис. 5-43 приведены вольт-амперные характеристики дуги
и шунта для данного случая гашения. При некотором значении
185
тока цепи »о==»до+»то появляется условие мгновенного спадания^
тока дуги до нуля за. счет, перехода его в шунт. Это соответствует!
моменту времени, определяемому по уравнению
»о = «до + W = sin <о/о.	(5-121)'
Приняв во внимание рис. 5-43 й считая /д=const, получим
1 1
'. _ / тЛЛ'п-Н.	. _ 1 [mAiXtn+i	/ц ioo\
Д0~( /?Ш /	“°- Ц /?ш /	’ .	• (	22)
откуда, согласно уравнению (5-121), можно получить соотношение
между /?ш и /о при заданной амплитуде отключаемого тока:
Рис. 5-43. Вольт-амперные характеристики
дуги и шунта
Для продольного воздушного дутья
,	1 .Г 1.75 I Л, \0>8
tn — — arcsin —-— (—— I
® L Im \Rm) .
гдеД1=Д/д.
Далее, величина шунтирующего сопротивления при
токе и заданном отрезке времени to
(5-124)
заданном
(5-125)
R l’9Ai
Um sin ©/о)1'25
Из уравнений следует, что при очень большом токе, слабом
воздушном дутье (величина Дг мала) и при большой величине
шунтирующего сопротивления отрезок времени /# может оказаться
весьма незначительным, полного перехода тока с дуги на шунт
186
* в нужный момент' времени не произойдет, поэтому условия для
разрушения остаточного ствола дуги будут менее благоприятны. .
Наоборот, при большом значении t0 может происходить резкое
спадание тока дуги задолго до нормального перехода тока через
нуль, благодаря чему создаются более благоприятные условия для
полной деионизации остаточного ствола и восстановления элек-
трической прочности промежутка.
Следовательно, для определенных условий охлаждения дуги
величина t0 не должна быть меньше некоторого минимального
предела, который для камер воздушных выключателей с давле-
нием воздуха 10—12 бар ориентировочно может быть принят
/о^ЮО мксек. Очевидно, это и является первым из рассматривае-
мых нами условий.
Вторым условием является апериодический характер восста-
новления напряжения в конце данного полупериода', чему соот-
ветствует соотношение
(5-126> -
где L и С — параметры колебательной цепи; х — реактивное со-.
противление, ом\ f0 — частота свободных колебаний, гц\ f — про-
мышленная частота, гц.
Сочетание двух указанных условий позволяет ориентировочно
установить оптимальную величину шунтирующего сопротивления,
которое может быть рассчитано по приближенному уравнению
7?ш«О,2|/	=	(5*127)
Рассмотрим вторую стадию гашения. После погасания дуги па
основном участке’ (промежутке) 1 сопротивление 7?ш вводится в от-
ключаемую цепь последовательно с дугой вспомогательного про-
межутка 2 (рис.5-42,б).Благодаря этому амплитуда тока обычно
уменьшается в несколько раз, соответственно фазовый угол также
существенно уменьшается, что видно из уравнений
' (5-128>
VR*,+j?
(рх — arctg ,	(5-129)
где х— реактивное сопротивление отключаемой цепи при задан-
ной мощности отключения.
Условия гашения улучшаются с увеличением величины сопро-
тивления. Однако при этом могут оказаться невыполненными уста-
новленные нами ранее два условия, которые, как показывает ана- '
лиз таких устройств, являются определяющими. Следовательно,
при выборе величины шунтирующего сопротивления надлежит ис-
ходить прежде всего из уравнения (5-127).
187
При расчете параметров ДугогйситёЛьнбгб сопла первбго (Ос-
новного) разрыва необходимо исходить, как и раньше, из некоторой
минимальной скорости входа потока воздуха при амплитудном
значении отключаемого тока, определяемой по уравнению (5-92).
Однако при имеющихся в данном устройстве более благопри-
ятных условиях для гашения дуги принятая ранее величина ми-
нимальной скорости может быть уменьшена примерно наполо-
вину, т. е.
мян = 860^- «(4-^5) м/сек.	(5-130)
Из этого следует, что входящая в уравнение (5-130) величина
произведения при прочих равных условиях может быть- уменьшена
вдвое.
При расчете параметров системы гашения второго (вспомога-
тельного) разрыва следует -исходить прежде всего из величины
амплитуды ограниченного сопротивлением тока, рассчитанной по
уравнению (5-128), а также из того, что скорость восстановления
напряжения в конце второй стадии гашения мала (малый фазо-
вый угол <pi). Таким образом, расчет величины произведения FAp
можно, вести на основании уравнения
FAp =	>	(5-131)
. где Wi хпт — минимальная скорость потока воздуха при амплитуд-
ном значении тока второй стадии гашения, м/сек-, Лп1С/д1 —мощ- -
ность дуги второго разрыва дугогасителя, кв-а; Ар—давление
воздуха в камере, бар; F'— сечение входной части сопла, см2.
Величина скорости ®1Мви здесь может быть также несколько
снижена по сравнению с ранее принятой.
На основании найденных значений произведения FAp и исходя
из заданного'давлепия воздуха в камере определяются сечения ду-
гогасительных сопел для каждого из разрывов (основного и вспо-
могательного) и далее производится выбор оптимальных расстоя-
ний между контактами этих разрывов согласно приведенным ранее
соображениям (см. § 5-4 и 5-5).
_ После этого можно производить расчет восстанавливающейся
электрической прочности и восстанавливающегося напряжения. На
основании сравнения этих двух характеристик можно ориентиро-
вочно установить предельную дугогасящую способность и номи-
нальную отключаемую мощность данного дугогасителя. Расчет ве- 4
дется по методу, рассмотренному в § 5-5 и 5-6.
Конструктивно шунтирующие низкоомные сопротивления выпол-
няются в виде спиралей, навитых из проволоки большого сопро-
тивления на каркас из керамики или жаростойкой пластмассы.
Форма каркаса может быть плоской или цилиндрической. Для спи- . ’]
ралей применяются жаростойкие сплавы высокого омического со- 1
противления (согласно ГОСТ 2223—55) в виде круглой проволоки' |
или ленты.	.	.	;
188
Шунтирующие сопротивления комплектуются из отдельных эле-
ментов в виде отдельного конструктивного узла. Определение основ-
ных конструктивных данных этого узла производится на основании
тепловых расчетов процессов адиабатного нагрева активных.эле-
ментов и переходных процессов спадания температуры нагретых
частей узла при его охлаждении. Общие методы расчета этих про-
цессов изложены в гл. 3.
Расчет междувитковой изоляции элемента сопротивления можно
вести, исходя из величины общего-разрядного напряжения, вели-
чина которого может быть найдена по уравнению
где Um—амплитуда напряжения отключаемой цепи; х — реактив-
ное сопротивление отключаемой цепи; Rm — величина шунтирую-
щего сопротивления; kH — коэффициент запаса (надежности).
Расчет общей электрической изоляции шунтирующего сопро-
тивления производится на основании методов, изложенных в гл. 2.
5-9. КОНСТРУКЦИИ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С ПРОДОЛЬ-
НЫМ ВОЗДУШНЫМ ДУТЬЕМ
Применяемые в настоящее время дугогасительпые устройства
с продольным воздушным дутьем высоковольтных воздушных вы-
ключателей можно классифицировать следующим образом.
1.,П	о конструкции дутьевых сопел и взаимному расположению
контактов дугогасительного разрыва:
а)	с односторонним дутьем;
б)	с двусторонним дутьем.
2.	По способу приведения в движение подвижных дугогаситель-
ных контактов:
а)	с приводом, расположенным отдельно от дугогасителя;
б)	с пневматическим приводом, встроенным непосредственно
в дугогаситель;
в)	с ипдукционнодинамическим встроенным в дугогаситель при-
водом.
3.	По общей компоновке конструкции и циклу наполнения ра-
бочих пространств дугогасителя при операциях включения и от-
ключения:	(
а)	с дугогасительными разрывами в изоляционной или метал-
лической камере ограниченного объема, кратковременно наполняе-
мой сжатым воздухом при отключении;
б)	с дугогасительными разрывами в изоляционной или металли-
ческой камере ограниченного объема, наполняемой сжатым возду-
хом в начале отключения и работающей в наполненном состоянии
при отключенном положении выключателя;
в)	с дугогасительными разрывами внутри металлической ка-
меры большого объема, постоянно заполненного сжатым воздухом
при любом положении контактов.
189
3
4
f/f приводному
механизму
Рис. 5-44. Схема конст-
рукции дугогасителя без
встроенного привода

4.	По наличию встроенных шунтирующих сопротивлений:	•
а)	без встроенных шунтирующих сопротивлений;
б)	со встроенными шунтирующими сопротивлениями.
Типичная конструктивная схема дугогасительного устройства,
не имеющего встроенного привода, дана на рис. 5-44.
Труба из слоистого пластика 1, через
которую к месту разрыва поступает ежа-;
тый воздух, является остовом всей кон-
струкции. Нижний конец этой трубы
имеет прочное плотное соединение с воз-
духоприемным патрубком 7. На верхней
части трубы укреплены соплообразный ,
неподвижный розеточный контакт 2 и вы-
хлопное устройство 3. В средней части
трубы расположен скользящий токосъем-
ный контакт 5 с выводным зажимом.
Подвижный контакт 4 выполнен в виде
круглого стержня с тугоплавким наконеч-
ником и составляет одно целое с изоля-
ционной 6 и стальной приводной штангой. -
Штанга через промежуточные звенья ме-
ханизма приводится в движение от
пневматического привода. Дугогаситель
работает в цикле кратковременного на-
полнения сжатым воздухом, поэтому рас-
стояние s между полностью разомкну-
тыми контактами должно соответство-
вать испытательному напряжению при
нормальном атмосферном давлении в ка-
мере. Ход контакта велик. Дугогаситель-
• ные устройства данного типа приме-
няются в воздушных выключателях па
номинальное напряжение 6—10 кв.
Дугогасительные устройства со встро-
енным приводом в настоящее время со-
ставляют основную группу, и ими ком-
плектуется большая часть современных
выключателей на напряжение от 35 кв и
выше. Конструктивно они выполняются
в различных вариантах. Типичные кон-
 структивные схемы даны на рис. 5-45.
Наиболее простая из них (рис. 5-45, а)
имеет следующие основные узлы: корпус
камеры 1 в виде армированного флан-
цами полого изолятора, изготовленного
из высокопрочной керамики или какого-либо другого подобного
изоляционного материала; неподвижный сплошной или соплооб-
разный контакт 7; контактно-поршневой блок с подвижным дуго-
гасительным контактом и выхлопные устройства 2.
190
Контактно-поршневой блок в простейшем его исполнении со-
стоит из цилиндра-корпуса 3 с комплектом скользящих токосъем--
них контактов 6, сплошного или соплообразного контакта, состав-
ляющего одно целое с поршнем 5; главной контактной пружины 4
(при одностороннем пневматическом управлении) и буферного уст-
ройства того или иного типа, предназначенного для уменьшения
силы удара и предотвращения отброса контакта в конце хода.
Рис. 5-45. Схемы конструкций дугогасителей с про-
стым контактно-поршневым блоком: а — с одним ду-
гогасительным разрывом; б — с двумя дугогаситель-
Ными разрывами
В этом устройстве размыкание контактов при отключении происхо-
дит в тот момент, когда в процессе наполнения камеры давление
достигнет некоторого заданного значения.
После погасания дуги и следующего за этим образования вне
камеры дополнительного изоляционного промежутка подача сжа-
того воздуха в камеру прекращается, давление падает и дугогаси-
тельные контакты под действием главной пружины замыкаются.
Следовательно, при такой конструкции дугогасителя в выключа-
теле должен быть предусмотрен отделитель.
Другой вариант конструкции (рис. 5-45, б) отличается от пре-
дыдущего тем, что в нем,применяется сдвоеппый контактно-порш-
невой блок, с помощью которого одновременно образуются два
191
дугогасительпых разрыва;, принято одностороннее дутье и более
рациональная форма дутьевых сопел с дугоулавливающими элект- .>
родами 8. Цикл наполнения аналогичен предыдущему.
Конструктивная схема рис. 5-46 обладает той особенностью, что
дугогасительный промежуток образован неподвижными, жестко за-
крепленными стержневым 3 и соплообразным 4 электродами. При '
Рис. 5-46. Схема конструк-
ции дугогасителя с постоян-
ным дугогасительным про-
межутком, со встроенным
оперативным механизмом
1 — изоляционная дутьевая труба;
2 — металлический корпус камеры;
3 — стержневой электрод; 4 — соп-
лообразный электрод; 5 — подвиж-
ный контакт; 6 — поршень; 7 — пру-
жина; 8 —; токосъемный контакт;
9 — изолятор
Рис. 5-47. Схема конструкции свободно-
струйного дугогасителя со встроенным
пневматическим приводом двустороннего
действия
/ — полый изолятор; 2 —корпус камеры; 3 — цилиндр;
4 — контакт-поршень; 5 — токосъемный контакт; 6 —
изоляционное дутьевое сопло; 7 — неподвижный кон-
такт; 8 — шунтирующая емкость; 9 — устройство, фик-
сирующее подвижный контакт во включенном поло*
женин; 10 — изоляционная труба
включенном выключателе цепь тока создается стержневым непод-
вижным контактом — электродом 3 и мпогоплйстинчатым подвиж-
ным контактом 5, связанным непосредственно с поршнем встроен-
ного пневматического привода одностороннего действия. Подвиж-
ный контакт электрически связан с металлическим дутьевым соплом.
При отключении, после подачи сжатого воздуха в камеру, сразу
же устанавливается режим дутья и одновременно приводится в дви-
жение подвижный' контакт. Образовавшаяся на разрыве дуга пото-
ком сжатого воздуха и электродинамическими силамй перебрасы-
192
, вается в зону интенсивного дутья (сопло), где происходит се гаше-
ние. Включение контактов происходит за счет действия главной
пружины после прекращения подачи сжатого воздуха jb камеру.
Цикл наполнения и опорожнения аналогичен предыдущему.
К рассматриваемой группе (пп. 26; За) относится и так называе-
мый свободноструйный дугогаситель, конструктивная схема кото-
рого дана на рис. 5-47. В этом устройстве дугогасительный разрыв
образуется стержневым подвижным контактом 4 и расположен-
ным вне камеры неподвижным контактом 7. Контактно-поршне-
вой блок, в отличие от предыдущих конструкций, имеет двусторон-
Врпуск сжатого воздуха при
включении
Рис. 5-48. Схема конструкции воздухонаполненного дугогасителя со слож-
ным встроенным пневматическим оперативным механизмом
1 —- корпус оперативного механизма; 2 — блок оперативных цилиндров; 3 — выхлопное от-
верстие; 4 — главная контактная пружина; 5 — рабочий объем камеры; 6 —пружина тормоз-
ного кольца; 7 — буферной объем; 8— тормозное кольцо-поршень; 9 —кольцевой упор;
10 — контакт-поршень; // — клапан-контакт поршня; 12 — отверстие для наполнения буфер-
ного объема; 13 — регулировочный объем; 14 — отверстие для наполнения рабочего про-
странства контактного цилиндра; /5 — токосъемный контакт; 16 — неподвижный контакт;
17 — изоляционная дугогасительпая камера
нее пневматическое управление, благодаря чему в выключателях
с такими устройствами не требуется отделителя.
При включении замыкание дугогасительных контактов происхо-
дит под действием сжатого воздуха, поступающего по изоляцион-
ной трубе 10 в контактно-поршневой блок. В конце включения
замкнутое положение контакта фиксируется специальным устрой-
ством 9.
При отключении сжатый воздух через полый изолятор 1 по-
ступает в дугогасительную часть камеры и в контактно-поршневой
блок. Контакт-поршень 4 перемещается в сторону отключения,
в зоне сопла устанавливается интенсивное воздушное дутье, за
счет чего происходит гашение дуги. После того как контакт достиг-
нет крайнего отключенного, положения, подача воздуха в камеру
прекращается.
Конструктивная схема одного из дугогасителей, относящихся
к группе 36, дана на рис. 5-48.
193
Встроенный оперативный механизм этого дугогасителя имеет
более сложную конструкцию, так как в процессе отключения дей-
ствием его должно обеспечиваться:
а)	быстрое перемещение подвижного контакта в положение,
оптимальное для гашения дуги;
б)	последующее образование между контактами необходимого
изоляционного промежутка;
в)	закрытие выхлопного отверстия камеры.
При отключении сжатый воздух поступает в камеру, заполняя
полость разрыва контактов и буферный объем 7 оперативного ме-
ханизма. В регулировочном объеме 13 давление остается нормаль-
ным. Под действием давления воздуха, поступающего через отвер-
стие 14, контакт-клапан 11 быстро перемещается в сторону отклю-
чения и, достигнув края тормозного кольца S, на некоторое время
останавливается в положении, оптимальном для гашения дуги, так
как тормозное кольцо за счет разности давлений в объемах 7
и 13 в первый момент остается зафиксированным в крайнем на-
чальном положении. Образовавшаяся на контактах дуга гаснет за
счет охлаждения сжатым воздухом, вытекающим из камеры через
полый контакт и выхлопное отверстие 3 в атмосферу. По мере на-
полнения через отверстие 12 сжатым воздухом объема 13 давление
,с обеих сторон тормозного кольца постепенно выравнивается, и
в некоторый момент времени (когда дуга уже погасла) контакт-
поршень получает, возможность дальнейшего перемещения до неко-
торого крайнего положения, при котором образуется требуемый
увеличенный изоляционный промежуток.
Одновременно с этим тарелка клапана И коптакта-поршня за-
крывает выхлопное цтверстие камеры, и истечение воздуха из
камеры прекращается. Таким образом, после отключения камера
остается заполненной сжатым воздухом.
При включении внутренняя полость камеры быстро опорож-
няется, и под действием силы пружины 4 и главным образом силы
давления воздуха, оставшегося в объеме 5, происходит замыка-
ние контактов. -Вибрация контактов при этом практически ис-
ключена.
Некоторые из рассмотренных выше устройств могут быть выпол-'
йены конструктивно не с изоляционной, а с металлической камерой
ограниченного объема. Очевидно, в этом случае камера должна
иметь высоковольтный ввод, размеры внутренней полости ее дол-
жны обеспечить необходимые изоляционные расстояния.
Конструктивная схема одного из дугогасительных устройств, по-
мещенных в резервуар большого объема (группа Зв), дана на 'I
рис. 5-49.	।
Основой конструкции является толстостенный стальной резер- \
вуар 1 с двумя высоковольтными вводами 4, выхлопным опорным ’
патрубком и монтажным люком. На внутренних концах вводов
установлены главные неподвижные контакты. Внутри резервуара 1
на опорном патрубке установлен оперативный пневматический ме- |
ханизм, посредством которого производятся операции включения |
194
• и отключения. В резервуаре содержится необходимый запас сжа-
того воздуха при заданном давлении (35 бар).
Подпитка бака сжатым воздухом из системы осуществляется
через изоляционную трубу небольшого сечения.
Оперативный механизм состоит из пневматического привода
дутьевого клапана и контактной системы, дутьевых сопел, главного
дутьевого клапана, клапана оперативного управления, пружины
п подвижной контактной системы.
Рис. 5-49. Схема конструкции дугогасителя со встроенным оперативным
механизмом, помещенного внутри металлического резервуара большого
.	.	объема
1 — стальной резервуар; 2 — шунтирующее сопротивление; 3 — шунтирующая емкость;
4 — высоковольтный ввод; 5 — главный подвижный контакт; 6 — неподвижный дугогаситель*
ный электрод; 7 — соплообразпый дугогасительный электрод; 8 — поршень клапана управ-
ления; Р —клапан управления; 10 — выхлопной клапан; 11 — поршень выхлопного клапана;
12 — оперативный поршень; 13 — приводной механизм; 14 — включающая пружина
Работает механизм следующим образом:, при отключении пор-
шень 8 клапана управления 9 изоляционной тягой перемещается
вправо, закрывая отверстие, сообщающееся с атмосферой, и откры-
вая отверстие, через которое сжатый воздух из резервуара посту-
пает под поршень 11, благодаря чему последний перемещает всю .
подвижную систему клапанов вверх и сжимает пружину 14. При
этом открывается выхлопной клапан 10 ъ начинается истечение
сжатого воздуха через дутьевые сопла. Одновременно производится
размыкание главных контактов 5. Образовавшаяся на контактах
дуга потоком воздуха и электродинамическими силами сдувается
на дугогасительные электроды 6 и сопла 7, где она гаснет за
счет интенсивного дутья.
195
1 2 5 ‘t 5 6	7	8 9 Ю 11 12 1J
Рис. 5-50. Дугогаситель с продоль-
ным воздушным дутьем, со встроен-
ным сверхбыстродействующим элек-
тродинамическим приводным меха-
низмом для синхронизированного
размыкания контактов перед пере-
ходом «тока дуги через нуль
При включенном выключателе в полости между клапаном 10
и поршнем 12 сохраняется атмосферное давление, В процессе от-
ключения, когда поршень 12 достигает крайнего верхнего положе-
ния, через боковой' канал в эту полость поступает сжатый
воздух. Давлением этого воздуха верхний поршень удерживается
в верхнем положении и одновременно отжимает поршень 11 с кла-
паном 10 вниз. При этом выхлопное отверстие закрывается и пре-'
кращается дутье. Этим заканчивается процесс отключения.
При включении выключателя клапаном управления 9 сбрасы-
вается давление под поршнем 12. Действием давления воздуха
и силы пружины, поршень 12
переводится в нижнее исход-
ное положение, главные кон-
такты при этом замыкаются.
При значительном пониже-
нии давления в резервуаре за-
мыкания контактов не проис-
ходит, так как для этого сил
одних только пружин недоста-
точно.
В схеме токоведущей систе-
мы данного устройства между
главным неподвижным контак-
том и дугогасительными элек-
тродами' 6 включено высоко-
омное шунтирующее сопротив-
ление, предназначенное для
устранения опасных коммута-
ционных перенапряжений.
Конструкция дугогасителя
воздушного выключателя со
встроенным сверхбыстродей-
ствующим индукционнодина-
мическим приводом схематиче-
ски представлена на рис. 5-50,
Корпус такого устройства состоит из металлической трубы 12,
составляющей одно целое с корпусом главного дутьевого клапана,
находящегося под высоким электрическим потенциалом относи-
тельно земли, и дугогасительной камерой 6 сложной формы, выпол-
ненной из изоляционного материала.
В этом устройстве система двух подвижных контактов 5 и 10 i
и неподвижных токосъемных контактов 1 и И скользящего типа,,
образует цепь тока всех токоведущих элементов данного дугога-:
сителя.	5
Устройство имеет два встроенных сверхбыстродействующих ме-
ханизма индукционнодинамического типа. Каждый из этих меха-;
низмов состоит из дисковой катушки 3, встроенной в персго- ?
родку 4 камеры, и металлического диска 2, составляющего одно |
целое с подвижным контактом 5; дисковой катушки 8, встроенной j
196	i
в перегородку 7 камеры, и металлического диска 5 подвижного
контакта 10.
При включенном выключателе оконечности замкнутых контак-
тов располагаются в главном дутьевом отверстии перегородки 7
камеры, причем отверстие со стороны подачи сжатого воздуха за-
крывается диском-клапаном подвижного контакта 10. Рабочие пло-
скости дисков 2 и 9 располагаются в непосредственной близости
от наружных плоскостей дисковых катушек. Обмотки дисковых
катушек включены в цепь главного контура импульсного управле-
ния процессом синхронного размыкания контактов. Контур вклю-
чает в себя конденсатор емкостью С, обмотки индукционных меха-
низмов с индуктивностью L и разрядник Р, синхронно управляемый
дистанционно от первичных источников сигнала. При исходном
включецном положении дугогасителя конденсатор предварительно
заряжен. При операции отключения данное устройство работает
следующим образом.
В начале операции отключения полость 13 дугогасителя запол-
няется сжатым воздухом через главный быстродействующий кла-
пан, находящийся под потенциалом провода линии. После этого
перед прохождением тока через нуль (примерно за 2 мсек до нуля,
тока) замыкается цепь оперативного контура посредством разряд-
пика Р. Импульс тока разряда конденсатора проходит через об-
мотки дисковых катушек, при этом благодаря электродинамиче-
скому взаимодействию тока в обмотке с током, наводимом в диске,
создаются значительные электродинамические силы, отбрасываю-
щие каждый из дисков, т. е. размыкающие контакты. При имею-
щихся больших электродинамических усилиях время движения^
контактов в таких устройствах настолько мало, что весь процесс
размыкания контактов составляет не более 1 мсек. После размыка-
ния контактов электрическая дуга потоком воздуха, протекающим
в главном дутьевом отверстии й в дутьевом сопле полого контакта,
формируется в данной дутьевой системе, где и происходит ее гаше-
ние при переходе тока через нуль.
В таком устройстве полное время операции составляет менее
2 мсек.
В данном случае наибольшая величина тока дуги по сравнению
с амплитудой отключаемого тока относительно мала, время горе-
ния дуги также значительно уменьшается. Поэтому создаются
более благоприятные условия гашения дуги при переходе тока
через нуль.
В процессе течения воздуха в каналах дутьевого устройства
контакты удерживаются в разомкнутом состоянии, смыкание их
происходит после прекращения подачи сжатого воздуха в камеру,
т. е. после закрытия клапана.
Следовательно, выключатель с таким дугогасителем Должен
иметь специальный отделитель.
Следует заметить, что в этом устройстве сведено к минимуму
термодинамическое торможение потока газа, которое в обычных
воздухонапорных дугогасителях ограничивает предел величины
197
отключаемого тока. Поэтому в таких устройствах создается воз-
можность увеличения относительного расстояния (so/^c) между
контактами, т. е. величины номинального напряжения линии, от-
носящегося к одному разрыву полюса выключателя.
Глава шестая /
ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЦЕССОВ ГАШЕНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ В ДУГОГАСИТЕЛЯХ
ЭЛЕГАЗОВЫХ (SF6) ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ПЕРЕМЕННОГО
ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ

6-1. ВВОДНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Современные исследования и новые разработки в области вы- |
соковольтной аппаратуры характеризуются поиском и примене- |
нием качественно новых решений в создании новых конструкций |
выключателей переменного тока высокого напряжения, отличаю-
щихся более компактными конструктивными формами и в полной
мере отвечающих высоким требованиям современной энергетики. 4
Одним из перспективных направлений в решении этой задачи яв- |
ляется применение дугогасящих сред, более эффективных по срав- X
пению с применяемыми ранее (сжатый воздух, масло и др.). I
В этом отношении одной из перспективных сред является эле- 1
газ (шсстифтористая с^ра SF6), который благодаря удачному со- 1
чртянию в ИРМ птнпгмтрпкил пктгпкой электрической прочности И ?
высокой дугогасяптрй сплспбнпсти в пягтлянтрр время находит все ;
более широкое применение в электроаппаратостроении и технике
высоких напряжений. Первые исследования свойств элегаза как 3
изолирующей среды для электротехнических устройств относятся j
к 1937—1949 гг. [100].	’
Первый опыт практического применения элегаза как дугогася-
щей среды в выключающих аппаратах высокого напряжения отно-. i
сится к 1953 г.	’
В настоящее время опытные и промышленные образцы и серии
элегазовых выключателей переменного тока высокого напряжения |
производятся в Советском Союзе и за рубежом различными фир-
мами, характеристики этих аппаратов приведены в табл. 6-1.	|
Следует при этом заметить, что опыт применения элегаза в вы- 3
ключателях тока еще мал, некоторые вопросы исследования, на- .1
пример, процессов гашения дуги в дугогасителях с элегазом и тем |
более расчета таких устройств требуют дальнейшего развития, а
Однако результаты работы в этой области, полученные за послед- 1
ние годы, позволяют более детально представить свойства элегаза я
как дугогасящей среды и установить характеристики процессов 3
гашения дуги, которые могут быть использованы в практических Ц
разработках.	Ц
198
Технические данные элегазовых выключателей
Таблица 6-1
Изготовитель (разработчик)	Тип	"и’ кв	а	^откл* Мв>а	ка	^ОТКЛ’ сек	*Д’ сек	Способ создания газового дутья	Примечание -
,	4 X «Вестингауз» (США) • СО со		69	—	5000	—	0,06	—	Предварительное сжатие	Отключение конденсаторных * батарей
	1150-SF-1000	115	400	1000	.	5,5	0,08	—	Тепловое расширение	
	VLB	138	600	—	до 0,6		—	Автопневма- тический	Выключатель нагрузки
	—	500	200	35 000	—	—	—	Предварительное сжатие	6 разрывов на полюс
«Мицубиси» (Япония)	70-SF-500	72	1200	5000	40,2	—	0,015	Предварительное сжатие	Серия выключателей
	70-SF-500	84	4000	5000	34,4	—	0,015		
	140-SF-1000	168	4000	10 000	34,4	—	- 0,015		
	250-SF-2500	300	4000	25 000	48 Л	—	0,016		
200
Изготовитель (разработчик)	Тип	"и’ кв	Лг а	Nоткл» ' Мв>а	
.«Денрёку» (Япония)	—	84	1200	- 5000	
	—	7,0	400	150	
«Делль» (Франция)	FRAD 3-4	7,2	400	150	
	FRUR 6S6	23	400	250	
	—	24	1000	—	
	FRUL	25	400	200	
«Сименс» (ФРГ)	Н-904	220	2000	15 000	
«Магрини» (Италия)	—	S0 ,460	1000	5000 25 000	
вэи (СССР)	—	27,5	1000	—	
ВАЗ (СССР)	—-	ПО	600	—	

Продолжение табл. 6-1
1ml* ка	*откл» сек	*Д’ / сек	Способ создания газового дутья	Примечание
34,4	0,05	—	Предварительное сжатие	—
—	—	—		Для шахт
—	0,05	0,014	Автопиевма- тический	—
—	। 	0,015		Для КРУ
14,5	—			Генераторный выключатель нагрузки
—	0,04	—		Однофазный
—	*—	0,015	Предварительное сжатие	Серия выключателей
—	—	0,015		
14,8 ।	0,08	0,02	Автопневма- тичсский	Однофазный
0,6	0,15	—	Электромагнитное гашение	Выключатель нагрузки
6-2. ФИЗЙКО-ХИМИЧЕСКЙЕ СВОЙСТВА ЭЛЕГАЗА
Шестифтористая сера (SFe)—элегаз, относящийся к числу «электроотри-
цательных» газов, получивших такое название из-за способности их молекул
захватывать свободные электроны, превращаясь в. тяжелые и относительно
малоподвижные отрицательно заряженные ионы. Элегаз при нормальной тем-
пературе (20° С) и давлении (760 мм рт. ст.) представляет собой газ без
цвета и запаха. Типичные физические свойства элегаза и для сравнения свой-
ства других газов приведены в табл. 6-2.
Изменение давления насыщенных паров элегаза в зависимости от темпе-
ратуры представлено на рис. 6-1. Из этих данных видно, что при атмосфер-
ном давлении и при температуре
—64° С элегаз переходит в жидкое
состояние, при повышении давления
примерно до 2,2 бар это состояние
наступает при —5ГС, а при 37 бар
элегаз переходит в жидкое состоя-
ние при 45,5° С.
Уравнение состояния для эле-
газа имеет следующий вид [122]:
у А \ Вр+Ср* + Dp*,
Рис. 6-1. Зависимость давления на-
сыщенных паров элегаза от темпе-
ратуры
а — тройная точка (& = —51° С) ; b — точка
сублимации (& =— 64° С)
где А, В, С и D — коэффициенты,
численные значения которых приве-
дены в табл. 6-3.
Элегаз практически не раство-
ряется в воде и в трансформатор-
ном масле..
Чистый элегаз негорюч, нагре-
востоек до 800° С. По химическим
свойствам элегаз является инерт-
ным газом при температуре менее
800° С. Далее, при температуре красного каления он не вступает в реакцию
с кислородом, водородом, алюминием, расплавленными щелочами и большинст-
вом активных веществ. Однако уже при температуре 150—200° С необходимо
внимательно подходить к выбору материалов, работающих в элегазе. Рскомен-
Тиличные свойства элегаза и других газов
при давлении 760 мм pm. ст.
Таблица 6-2
Свойство	Газ и его формула			
	Элегаз SF0	Воздух	Водород	Азот n2
Плотность, г/СМ* ....	6,7-10“3	1,29-10“3	0,089-10“3	1,25-КГ3
Относительная плотность	5,19	1,0	0,069	0,96
Молекулярный вес . ♦ . Температура кипения,'	46	28,9	2,0	28
С	 Относительная электри-	—63,8	— 194,0	—252,8	-195,8
ческая прочность		 Удельная теплоемкость	2,3	—	—	1,0
при #	70? С, дж/(гград) Удельная объемная теплоемкость, дж/(см* X	0,73	1,00	1,42	1,03
X град) 	 Скорость звука при & =	4,89-10“3	1,29-10“3	0,026-10“3	1,28-10“3
— 30п С, м/сек		• 138,5	330	1200	330
201
дуются следующие металлы я сплавы: фосфористая бронза, бериллиевая бронза, |
алюминий, магний, серебро, никель, медь и латунь. Металлы и сплавы, содержа-' 1
щие кремний, не рекомендуются, в особенности при высоких температурах.
Под влиянием дуги или короны происходит разложение элегаза с обра-
зованием химически активных соединений, которые могут вызывать разруше- *
ние изоляционных и конструкционных материалов. Поэтому не следует допус- J
кать образования короны или дуги в аппарате, если это происходит не в дуго- .
гасителе, где предусмотрено их действие.	'
Степень разложения элегаза под действием электрической дуги в дуго- '
гасителе, являясь функцией энергии дуги, относительно низка из-за того, что
большое количество разложившегося газа немедленно восстанавливается в эле-
газе. Газообразными продуктами разложения являются обычно низкие фториды "
серы, например SF2 и SF4. Хотя эти газы сами по себе не токсичны, по явля-
ются неустойчивыми и легко гидролизуются при соприкосновении с влагой >
воздуха, образуя двуокись серы и фтористоводородную кислоту.
Количество продуктов разложения, образовавшихся во время горения дуги,
может быть сведено к минимуму при применении чистого элегаза. Кроме
того, небольшое количество
Таблица 6-3 активированного алюминия, i
Численные значения коэффициентов	помещенное в камеру дугога- г 	 сителя, не только поглощает •				
Темпера- тура, СС	Л	в х 103,	С X 10s	токсичные газообразные про- J дукты разложения, но также D х Ю7 поглощает из газа и влагу. , Боязнь возможного корроди- ; -	рующего действия продуктов* ;
0 50 100 150 200 250 KpoMi рами мат ские фт©1	1,015317 1,201164 1,387011 1,572858 1,758704 1,944551 е активны ериалов к )ИДЫ В BJ	—15,114 —9,823 —7,212 —5,367 —3,573 —2,426 х газов, е оптантов тде тонког	—20,25 —10,17 —2,29 ю время ] и электро 'о порошк	разложения являлась до не- 	g gl которой степени препятствием ? '	*	к применению элегаза для га- х 		шения дуги, однако эффектив- J 		пая герметизация выключа- \ 		теля и применение активиро- 		ванного алюминия сделали эту " проблему менее серьезной, * чем она представлялась. горения дуги в результате реакции с па- дов дугогасителя образуются металличе- а. Эти фториды обладают очень низкой t
электропроводностью, поэтому наличие осадка их на изолирующих поверх-
ностях во внутренней полости камеры не снижает заметно уровня электриче-
ской изоляции устройства; однако образование фторидов все же необходимо 1
учитывать при конструировании аппарата.
Полное отсутствие углерода в элегазе в отличие от фторуглеводородных
газов является его важным преимуществом как дугогасящей среды, поскольку *
при разложении элегаза под влиянием дуги в нем отсутствует элементарный
углерод, который ухудшает условия гашения дуги.
6-3. СОСТАВ И ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ПЛАЗМЫ СТВОЛА ДУГИ ]
В ЭЛЕГАЗЕ	I
Результаты исследования электрических дуг указывают на значительную J
разницу между дугами в элегазе и, например, в азоте или в воздухе, а также |
на значительно превосходящую дугогасящую способность элегаза при элект-
родуговых размыканиях в цепях переменного тока высокого напряжения. Это |
объясняется главным образом составом плазмы и отчасти тем, что температур- 1
ная зависимость удельной теплопроводности и электропроводности плазмы а
элегаза имеет своеобразный характер.	I
При разложении многокомпонентной молекулы элегаза создаются низшие 1
фториды серы SF2, SF4, атомы фтора и серы. Наряду с этим может также Я
происходить рекомбинация и образование S2 и F2. Весьма существенным Ц
является образование отрицательных ионов фтора F~ за счет захвата (при- Я
‘ 202	1
лип алия) электрона, что обусловлено высокой энергией сродства атома фтора
к электрону (3,94 эв).
Таким образом, плазма дуги в элегазе может состоять из SFe, S2, S, F,.
S+, F+, F~\
Из приведенного видно, что в отличие от простых газов плазма дуги
в элегазе отличается сложным составом, образование и рекомбинация отдель-
ных компонент с изменением температуры осложняются из-за диссоциации
многоатомных молекул и образования отрицательных ионов.
На рис. 6-2 [123] приведены данные о составе плазмы, т. е. парциальная ,
концентрация отдельных компонент в зависимости от температуры. Как видно
из рисунка, реакция диссоциации происходит быстро и при сравнительно низ-
кой температуре (2100°К).
Рис. 6-2. Изменение состава плаз-
мы элегаза в зависимости от тем-
пературы
Рис. 6-3. Зависимость концент-
рации ионов фтора от темпе-
ратуры
При 3000—4000° К плазма состоит из атомов фтора и серы, атом фтора
ионизируется при более высокой температуре, чем атом серы. Степень иони-
зации этих компонент становится равной при достаточно высокой температуре
(17000°К). Поэтому в пределах этой температуры в ряде основных характе-
ристик плазмы основное значение имеет составляющая, обусловленная иони-
зацией атома серы.
При относительно низких температурах концентрация электронов сильно
уменьшается из-за образования малоподвижных отрицательных ионов фтора.
Например, при 2500° К концентрация электронов уменьшается до величины
1,44-1010 —3,8-10е цсм3'
Об относительной концентрации отрицательных ионов фтора можно су-
дить по кривым рис. 6-3 (по отношению к концентрации элегаза, принятой за
единицу).
Составом плазмы элегаза определяют и основные ее характеристики.
На рис. 6-4 даны кривые удельной теплоемкости плазмы элегаза и воз-
духа в зависимости от температуры [117]. В области температуры диссоциации
(2100° К) происходит значительный рост удельной теплоемкости плазмы эле-
газа, величина «пика» при этой температуре намного (на два порядка) пре-
восходит «пик» кривой теплоемкости плазмы воздуха при температуре 7000° К-
Данные о теплопроводности (общей) плазмы элегаза и азота в зависимости
от температуры представлены на рис. 6-5. Из приведенной ’кривой Х=/(Т)
видно, что в области температур диссоциации (2100° К) удельная теплопро-
203
водность плазмы элегаза резко возрастает и затем так же резко падает (по- '1
добно температурному изменению теплоемкости — рис. 6-4) из-за быстрой дне- 1
социации молекул. При дальнейшем увеличении температуры теплопроводность ’
Рис. 6-4. Удельная теплоем-
кость плазмы элегаза *
Рис. 6-5. Удельная теплопро-
водность плазмы элегаза и азо-
та в зависимости от темпера-
туры
несколько увеличивается. Это объясняется тем, что роль ионизации серы в энер-
гетическом балансе, а следовательно, в теплоемкости и теплопроводности очень
мала, поэтому некоторое увеличение ср и 1 наблюдается при температуре
8000—12 000° К, когда начинают раз-
виваться процессы ионизации фтора
(см. рис. 6-2).
" В рассматриваемых узких пределах
температур (2000—2500° К) может быть
принято приближенное соотношение [117]
между удельной теплоемкостью и удель-
ной теплопроводностью плазмы ср!\^
—const.
В отличие от теплопроводности эле-
газа теплопроводность плазмы азота
резко увеличивается в области темпера-
тур 6000—8000° К, при этом величина
«пика» у азота больше (в 1,5 раза),чем
у элегаза.
Удельная электропроводность плаз-
мы элегаза и азота в зависимости от
температуры a=f(Г) представлена на
рис. 6-6. Как видно из приведенных
•данных, в области температур ' 3000—
4000° К с увеличением температуры в
плазме элегаза происходит резкое (с пу-
ля) увеличение ее удельной электропро-
Рис. 6-6. Удельная электропровод-
ность плазмы элегаза и азота в
зависимости от температуры
водности.
Это объясняется, с одной стороны, тем, что при более низких (Т^4000° К)
температурах концентрация электронов мала (см. рис. 6-3 и 6-4) вследствие
явления захвата электронов атомами фтора, а с другой стороны, тем, что.
при более высоких температурах (т. с. при Т>4000°К) электропроводность’
сильно возрастает благодаря низкому потенциалу ионизации серы и св5}зан-
204
ному с этим образованию большого числа электронов при такой температуре.
* Электропроводность плазмы элегаза в этой области температур выше, чем
у плазмы азота. В области более высоких температур (10 000® К и выше)
в плазме элегаза все атомы серы становятся ионизированными, фтор имеет-
более высокий потенциал ионизации, следовательно, с повышением температуры
концентрация электронов не может увеличиваться в такой же мерс, как
в области более низких температур. Поэтому электропроводность плазмы эле-
газа в области высоких температур становится сравнимой с электропроводно-
стью плазмы азота и даже равной ей.
Из сопоставления приведенных данных следует, что в плазме элегаза
температура, соответствующая началу резкого нарастания удельной электро-
проводности (около 4000°К), существенно выше температуры диссоциации, при
которой теплопроводность плазмы достигает максимума. Такое «несоответствие»
температур может в определенной степени влиять на ход процессов тепло-
обмена между стволом дуги и окружающей средой.
6-4. СТВОЛ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ В ПРОДОЛЬНОМ ПОТОКЕ
ЭЛЕГАЗА
Характеристики ствола дуги в процессе ее гашения, как уже рассматрива-
лось выше, обусловлены как свойствами плазмы самой дуги, так и многими
внешними факторами (условия охлаждения, сетевые условия и др.).
Все это в полной мере относится и к дугам в элегазе. Однако в отличие
от дуг в простых газах дуги в элегазе имеют отличительные особенности бла-
годаря присущим этой среде физико-химическим свойствам, о которых говори-
лось выше.
Прежде всего имеет большое значение вопрос о распределении темпера-
туры по сечению ствола дуги в элегазе.
Как следует из предыдущего (см. § 6-3), особенность плазмы элегаза со-
стоит в том, что в ней температура диссоциации (2100° К) значительно меньше
температуры (около 4000°К), при которой наступают условия для резкого уве-
личения удельной электропроводности за счет ионизации атомов серы. Бла-
годаря этому в стволе дуги могут образоваться две резко выраженные об-
ласти—центральная («ядро») и периферийная. Центральная токопроводящая
область (ядро) обладает высокой электропроводностью и в то же время от-
носительно низкой теплопроводностью, в этой токопроводящей части за счет
внутренних источников энергии с интенсивностью £2<т плазма нагревается до
высокой температуры. Периферийная область с температурой, равной примерна
температуре диссоциации, практически неэлектропроводна, но обладает вы-
сокой теплопроводностью.
. Следует заметить, что такое своеобразное строение ствола характерно при
гашении не только в элегазе, а вообще во всех молекулярных газах. Однако
отличие состоит в том, что в простых молекулярных газах, обладающих обычно
относительно высокой температурой диссоциации, образование явно, выражен-
ного температурного «пика» (ядра) происходит соответственно при более вы-
сокой'температуре. Например, в стволе дуги (стабилизированной в трубе или
слабо охлаждаемой во внешней среде) в азоте образование ядра может быть
в том случае, если максимальная температура по величине будет больше темпе-
ратуры диссоциации этого газа (рис. 6-7), т. с. выше Л >7500° К. По-видимому,
это условие может быть достигнуто при достаточно большой величине
тока.
Периферийная область дуги в азоте также обладает достаточно высокой
температурой (7*2^7500°К), следовательно, она частично является электропро-
водной.
Таким образом, образование явно выраженной токопроводящей части
ствола дуги, в просты^ молекулярных газах может происходить при сравни-
тельно больших значениях тока, в то время как в элегазе, это ядро может
наблюдаться прц очень малых токах.
Из приведенного следует, что поперечное распределение температуры в ста-
билизированных слабоо^лаждаемых дугах, имеющих одинаковое поперечное
205
сечение в элегазе и других молекулярных газах (азот, кислород) можно!
представить, как показано на рис. 6-7.	• ' *	.
Из этой картины распределения температур ряд авторов (Фринд [116] и я
др.) исходит при объяснении относительно высокой дугогасящей способности '>
элегаза при гашении электрической дуги переменного тока.
Полагая, что температура, при которой газ приобретает заметную электро- }
проводность, п для элегаза и для азота (или для воздуха) выше 4000° К» i
из рис. 6-7 можно установить, что диаметр токопроводящей части дуги в эле- i
газе значительно меньше диаметра дуги в азоте (или в воздухе). Благодаря
этому при внезапном обесточивании дуги процесс распада ствола в элегазе
будет происходить более интенсивно, чем в азоте (или в вбздухе), поскольку
в’ этом случае теплосодержание токопроводящего объема в элегазе намного
меньше, чем в воздухе. Отсюда следует, что дугу в элегазе погасить значительно
легче, чем в воздухе. В работе [122] на основании теоретических исследований
-1,0 -0,5 О 0,5 1,0
Рис. 6-7. Схематиче-
ская картина радиаль-
ного распределения
температуры по попе-
речному сеченЛо ство-
ла стабилизированных
дуг в элегазе и азоте
Рис. 6-8. Опытные моде-
ли дутьевых систем од-
ностороннего дутья
/ — дутьевое сопло; 2 — смотро-
вая щель для фотометрических
исследований короткого участ-
ка ствола дуги; 3 — оконечность
. контакта-
процесса охлаждения внезапно обесточенного стабилизированного ствола при
малых начальных значениях тока делается вывод о том, что высокая дугога-
сящая способность элегаза обусловлена главным образом тсплохимическими
свойствами плазмы этой среды, о которых говорилось выше, а электроотрица-
тельность этого “газа практически не играет какой-либо заметной роли. При
дальнейших исследованиях процессов гашения дуги в элегазе проведенных на
дугогасителях с продольным дутьем, полностью эти выводы не подтверди-
лись [116].
Как показывают исследования [97, 98], в процессе гашения дуги перемен-
ного тока роль теплохимических свойств элегаза проявляется в различной сте-
пени в зависимости от интенсивности газового дутья: при относительно малом
конвективном охлаждении в процессе теплообмена между стволом дуги и ок-
ружающей средой существенную роль играют термохимические., свойства эле-*
газа, которые особенно характерны для свободногорящей дуги, исследуемой
в работе [98]. При повышении интенсивности конвективного охлаждения роль
теплохимических свойств уменьшается, в значительной степени проявляются
электроотрицательные свойства этой среды.
Параметры и характер ствола дуги в элегазе яри продольном дутье. Срав-
нительные опытные данные о параметрах и характеристиках дуги в элегазе
и в воздухе при продольном дутье были получены в результате исследования
дуги при гашении в системе продольного газового дутья при различных внеш-
них условиях [102, 105, 106].
206
Модель Дутьевой системы одностороннего дутья С коническим соплом по-
казана на рис. 6-8. Для фотометрических исследований короткого участка
ствола дуги, расположенного непосредственно в горловине сопла, в поперечной
плоскости горловины предусмотрена узкая смотровая щель.
Опытные данные получены в результате измерений тока и напряжения
дуги, измерения давлений газа в отдельных точках дутьевой системы и фото-
метрических исследований с помощью сверхскоростного фотографирования
с последующей микрофотометрнческой обработкой полученных снимков по-
перечника ствола на непрерывную развертку.
Скорость потока элегаза па входе в сопло при наличии в нем дуги
может быть найдена по приведенным выше уравнениям (см. гл. 5). Для эле-
газового дутья эти уравнения мо-
гут быть приведены к виду:
а) для пределов скорости
0< ау^ЗО м/сек
620. /рТ------; (6-1)
Рис. 6-9. Распределение оптической
плотности негативного изображения ко-
роткого участка ствола дуги, располо-
женного в горловине сопла, снятого на
фоторазвертку при продольном дутье
1 — при перепаде давления А р=2 бар; 2 — при
перепаде давления Ар=>5 бар
W} =
б)
О»! -
В
по поперечнику ствола дугй, охлаждаемой
для 30<Wi<140 м/сек
140-40 Wn«»L.
A pF
(6-2)
_ этих уравнениях Ар — пере-
пад давления в системе, бар; F —
сечение горловины сопла, см2;
UR — напряжение на эффективной
части ствола дуги, кв; 1т— ам-
плитуда переменного тока, а.
Из уравнений (5-80) и (6-1)
следует, что при 0<Wf^30 м!сек
скорость Wi потока элегаза на
25% меньше скорости потока воз-
духа при одинаковых прочих ус-
ловиях.
Существенный интерес пред-
ставляют данные о характере рас-
пределения оптической плотности	л ,	_
в элегазе. Такие данные приведены на рис. 6-9, откуда видно, что при малом
перепаде давления Ар, т. е. при относительно малой интенсивности охлаждения,
в кривой распределения оптической плотности резко обозначена центральная
пикообразная область, о которой говорилось выше. Как известно, такое строе-
ние ствола характерно для свободногорящей дуги в элегазе, у которой в про-
цессе теплообмена важную роль играют ее теплохимические свойства.
При повышении интенсивности продольного дутья, т. е. при увеличении
перепада давления [см. уравнение (6-1)], как видно из полученных данных, *
периферийная часть дуги становится малозаметной, преобладает центральная
токопроводящая область ствола. Это свидетельствует о том, что в усло-
виях интенсивного продольного дутья в элегазе на границе с внешним пото-
ком происходит турбулентное перемешивание неэлектропроводной части ствола
с холодным газом. При этом условия тепло- и массообмена становятся при-, ;
мерно такими же, как и при воздушном дутье. Это объясняется тем, что тер-
мическая диффузия в токопроводящей части ствола для элегаза и для азота
(или воздуха) носит аналогичный характер.
Данные о зависимости диаметра ствола дуги от тока и от величины пе- .
репада давления приведены на рис. 6-10 и 6-11. Из этих данных видно, что
при одинаковых прочих исходных условиях диаметр ствола дуги в потоке
элегаза несколько больше,' чем у дуги, охлаждаемой потоком воздуха. Это
обусловлено тем, что при дутье в элегазе скорость потока газа Wi на входе
207
& сбпло при наличии в нсМ дуги Меньше (на 25%, 6 чем говорилось выше), ч&л
при воздушном дутье, при одинаковых перепадах давления Ар. Этими данными
также установлена существенная зависимость диаметра .дуги от величины пе-
репада давления.
Обобщенные данные о зависимости диаметра дуги от величины тока и от
перепада давления можно представить приближенными уравнениями:
а) для элегаза
0,4510~2Др_°’18/0>59, ли;	(6-3)
б) для сжатого воздуха
Рис. 6-11. Диаметр участка
ствола дуги, расположенного
в горловине сопла, при раз-
личных перепадах давления,
при продольном дутье в элега-
зе и в воздухе
1т —1200 а; ^”=1 см
Рис. 6-10. Диаметр участка
ствола дуги, расположенного
в горловине сопла, при раз-
личных значениях ?ока, при
продольном дутье в элегазе
и в воздухе
Др=3 бар; dc=l см
Зависимость диаметра ствола дуги от величины тока и размеров сечения
горловины сопла можно представить приближенными уравнениями:
а)	для элегаза
я 0,45/1 —0,2610~ °'2/В 9'59, ел»;	(6-5)'
б)	для сжатого воздуха
d X 0,39 /1 — 0,29 —У 10~2/д’6, см.	(6-6) У
\ /
В приведенных уравнениях Ар — перепад давления в дутьевом сопле, бар; 1
di — диаметр сопла рассчитываемой дутьевой системы, см; di==l см — сдипич- /
ный диаметр сопла; /д — ток дуги, а.
Следует отметить, что все приведенные зависимости справедливы для ус-
ловий, близко совпадающих с условиями проводимых опытов как по геометри-
ческому подобию дутьевых систем, так и по характеру протекающих пронес-
сов (главным образом по степени торможения потока на входе в сопло). 4
На рис. 6-12 приведены данные о величине напряжения на дуге в зависи- 3
мости от перепада давления	при дутье в элегазе и в сжатом J
208
воздухе. Как видйо Из этих йЗПйык, йапряЯ<ёпйё нВ ДуГс возрастает с 116-
'вышением величины перепада давления Др. Кроме того, установлено, что на-
пряжение увеличивается также с увеличением диаметра горловины сопла, что
видно из рис. 6-13.
Такой ^характер зависимости можно, так же как й ранее, объяснить, ис-
ходя из приведенных ранее уравнений (5-50) и (6-1). Уравнение для расчета
среднего градиента напряжения на' дуге при-различных перепадах давления
(Др^1) и различных диаметрах горловины дутьевого сопла, полученное в ре-
зультате обобщения опытных данных, может быть представлено следующим
образом:
а) для дутья в элегазе
Др0,5 , е!см\
Рис. 6-12. Напряжение на дуге при продоль-
ном дутье в элегазе и в воздухе при раз-
личных перепадах давления
/m«1200 a; dc =0,56 см
(6-7)
Рис. 6-13. Напряжение
на дуге при продоль-
ном дутье в элегазе в
зависимости от диа-
метра сопла и от ве-
личины перепада дав-
ления, при амплитуде
тока 1т —1200 а
/ —d =1 см; 2—d=0,5bCM
б) для воздушного дутья
£д. ср = 30 [4,6 (J — 0,25 АЛ + Др0-5] г д/см.
L \	/ J
(6-8)
Необходимо отметить, что уравнение (6-8) градиента напряжения при воз-
душном дутье хорошо подтверждается опытными данными, полученными на
оригинальных образцах дутьевых систем подобного типа при предельно боль-
ших значениях отключаемого тока.
Особый интерес представляет соотношение между величинами напряжения
на дуге для рассматриваемых двух случаев дутья в элегазе и в воздухе.
Как видно из сопоставления верхних огибающих кривых рис. 6-12, вели-
чина напряжения на дуге, охлаждаемой в элегазе (при прочих равных усло-
виях), меньше, чем на дуге, охлаждаемой в потоке сжатого воздуха. Отношение
этих величин приближенно составляет Г7Д (sf#)/^a (возд)	6,8.
Это можно объяснить разницей в ^скорости потока _ газа на входе
в сопло при элегазовом и воздушном дутье, о чем говорилось выше.
На основании приведенных данных можно сделать вывод о том, что при
горении дуги в интенсивном продольном потоке элегаза диаметр ствола дуги
мало отличается от диаметра дуги, охлаждаемой в потоке сжатого воздуха,
при прочих одинаковых условиях (одинаковые геометрические параметры сис-
темы, исходный перепад давления, Др); при данных условиях напряжение на
дуге в элегазе несколько ниже, чем на дуге, охлаждаемой в воздухе.
6 Г. А, Кукеков	209
Следовательно, охлаЖдйюййя способность элсгазй при ДЗййоМ способе вдз-
действия на дугу такая же, что и воздуха, и даже менее эффективна, чем ох-
лаждающая способность воздуха. Поэтому в дугогасителях, где гашение должно
обеспечиваться за счет большого напряжения на дуге (например, в дугогаси-
телях выключателей постоянного тока), применение элегаза является нецелесо-.
образным.	-
В дугогасителях переменного тока высокого напряжения эффективность
свойств элегаза как дугогасящей среды проявляется в ходе процессов рас-
пада остаточного ствола дуги в околонулевой области тока. В этом отношение
представляет интерес сравнительная оценка дугогасящей способности элегаза'
при гашении электрической дуги переменного тока в рассматриваемой нами сис-
теме одностороннего продольного дутья (см. рис. 6-8) на основании приведен-
ных ниже опытных данных.
На рис. 6-14 даны обобщенные результаты большого числа опытов при
элегазовом и воздушном дутье в виде зависимости Аргаш=/($o/dc), где
Рис. 6-14. Зависимость предельного пе-
репада давления, необходимого для од-
нополупериодного гашения дуги, от от-
носительного расстояния для элегаза и
для воздуха
гт =1200 a; d с =0,56 см
Аргаш — предельная величина перепада давления в дутьевой системе, необхо-
димая для однополупериодного гашения дуги, при заданных амплитуде тока
и диаметре горловины дутьевого сопла; s^/dc — относительное расстояние;
s0 — расстояние между оконечностью контакта и передним срезом горловины
сопла; dc— диаметр горловины сопла.
При гашении как в элегазе, так и в воздухе кривые этой зависимости
имеют {/-образную форму.
Минимальная величина перепада давления, необходимого для гашения дуги
в элегазе, соответствует оптимальному расстоянию ($оМс)опт~ОД для воздуха
оптимальное относительное расстояние составляет величину ($o/dc) опт—0,35.
Из приведенных кривых видно, что при гашении дуги в потоке элегаза
зависимость Аргаш= (So/dc) выражена значительно слабее, чем при гашении
дуги в потоке воздуха. Из этого следует, что дугогасящая способность сис-
темы продольного дутья в элегазе менее чувствительна к влиянию термодина-
мического эффекта: при дутье в элегазе увеличение относительного расстояния
(So/dc) в гораздо меньшей степени снижает величину амплитуды предельного
отключаемого тока, чем при воздушном дутье. Этот установленный факт дает
основание считать возможным применение в дугогасителях данного типа при
дутье в элегазе увеличенных относительных расстояний, что позволяет значи-
тельно повысить допустимую величину амплитуды воздействующего восстанав-
ливающегося напряжения без заметного ограничения величины отключаемого
тока. Таким образом, в отличие от воздушных дугогасителей в дугогасителях
с продольным дутьем в элегазе имеется принципиальная возможность увеличе-
ния номинального напряжения сети, приходящегося па один разрыв выклю-
чателя данного типа.	\
210
Это также дает основание полагать, что для гашения дуги в продольном
потоке элегаза целесообразно применять дутьевые системы двустороннего про-
дольного дутья, о которых говорилось ранее (см, § 5-3).
Большой практический, интерес представляет сравнительная оценка дуго-
гасящей способности рассматриваемой дутьевой системы при дутье в элегазе
и в воздухе по величине предельного отключаемого тока.
На основании данных рис. 6-14 и уравнений (5-80) и (6-1) могут быть
найдены численные значения минимальной (необходимой для однополупериод-
ного гашения) скорости WiMun газа на входе в сопло при наличии в нем дуги.
Такие расчетные данные приведены в табл. 6-4 для оптимальных относитель-
ных расстояний ($о/^с)оАт«
Таблица 6-4
Расчетные данные о минимальной скорости
при продольном дутье в элегазе и в воздухе
Относительное расстояние й мини- мальная^ скорость	Элегаз	Воздух	
	dc — 0,56 см	dc == 0,56 см	.	1.0 см
/_S V - V /опт	0,5	0,35	0,35
мин	1,85 .	7,5 .	7,0
По этим данным о скорости W|MHM элегаза и уравнению (6-1) может быть
рассчитана предельная величина амплитуды тока, при которой можно обес-
печить однополупериоднос гашение дуги в дутьевой системе данного типа
при оптимальном расположении контакта, при заданных значениях напряже-
ния па дуге Z/д, размеров сечения F и величины перепада давления Др.
Кроме того, можно получить также сравнительные данные об эффектив-
ности гашения дуги в элегазе, пользуясь данными таблицы и приведенными
ранее уравнениями. На “основании расчета установлено, что lm
«4,5 /тп(В03Д)«
Таким образом, при одинаковых значениях перепада давления и одинако-
вых сечениях дутьевого сопла дугогасящая способность дугогасителя с про-
дольным дутьем в элегазе примерно в 4—5 раз больше, чем при воздушном
дутье.
Принимая во внимание ранее сказанное о возможности увеличения между-
контактного промежутка при гашении дуги в элегазе без заметного сниже-
ния при этом величины предельного тока отключения, можно ожидать, что
относительная эффективность дугогасителя с продольным дутьем в элегазе
по мощности отключения будет еще большей.
6-5. ПРОЦЕСС ГАШЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ В ОБЛАСТИ ПЕРЕ-
ХОДА ТОКА ЧЕРЕЗ НУЛЬ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ ДУТЬЕ В ЭЛЕГАЗЕ
В процессе горения дуги в системе продольного дутья, как видно из
предыдущего, характеристики дуг, охлаждаемых в потоке элегаза и в потоке
сжатого воздуха, между собой мало отличаются-при прочих одинаковых, ис-
ходных условиях.
Вместе с тем, как было установлено, при одинаковых внешних условиях
воздействия на дугу дугогасящая способность дугогасителя по величине амплн-;
гуды предельного тока однополупсриодного гашения при дутье в элегазе в 4—
5 раз выше, чем при воздушном дутье в этой же самой дутьевой системе.
Таким образом, в процессе гашения дуги переменного тока свойства
8*
211
элегаза как более эффективной дугогасящей среды при данном способе воздей-
ствия проявляются только в конце полупериода тока, непосредственно перед
переходом тока через нуль, когда ток спадает до весьма низких значений
(/«14-5 а). В процессе гашения в околонулевой области тока высокая дуго-
гасящая способность элегаза сочетается с относительно высокой его электри-
ческой прочностью.
Своеобразный ход процессов при гашении дуги в элегазе в околонулевой
области тока можно установить на основании сравнительных опытных данных
исследований этих процессов при дутье в элегазе и в воздухе.
Некоторые данные таких исследований, полученные на моделях дутьевых
систем, рассмотренных ранее (см. рис. 6-8), приводятся ниже [104, 105].
Рис. 6-15. Скоростная федюразвертка поперечника короткого участка ство-
ла дуги, расположенного в горловине сопла, в конце полупериода перед
переходом тока через нуль: а — при воздушном дутье; б — при дутье
в элегазе
Представляют большой интерес данные фотометрических исследований по-
перечника короткого участка ствола дуги, расположенного непосредственно •,
в горловине дутьевого сопла. Эти данные относятся к короткому промежутку
времени перед переходом тока через нуль. Из приведенных на рис. 6-15 фо- ;
тограмм видно, что при воздушном дутье (рис. 6-15, а) перед переходом тока -
через Н)ль ствол дуги приобретает «рыхлое» строение: процесс распада имеет !
спорадический характер, наблюдаются признаки весьма кратковременных об-
рывов и завихрений. Это свидетельствует о том, что при воздушном дутье *
процесс распада ствола носит явно выраженный турбулентный характер, тур- •
булентные пульсации (возмущения) в граничной области между токопроводя-
щей частью ствола и потоком холодного газа при этом непосредственно воз- '
действуют на плазму остаточного ствола, когда диаметр дуги достигает неко- -
торого минимального размера.	*
Как указывалось выше (см. § 5-2), в этом случае создаются более благо- )
приятные условия для тепло- и массообмена между плазмой ствола и пото-
ком холодного газа.	*
При дутье в элегазе, как видно из фотограммы рис. 6-15, б, в отличие «
от воздушного дутья, ствол дуги в околонулевой области сохраняет плотное |
строение до момента, когда ток достигает нуля; следы частичных обрывов
или завихрений, наблюдаемые при воздушном дутье, отсутствуют даже при J
весьма малых значениях тока. Эти данные хорошо согласуются,с4118].	. > 1
212
я Обобщенные данные [105] о величине диаметра участка ствола дуги
в элегазе, расположенного в горловине дутьевого сопла, и плотности тока
дуги в зависимости от величины тока и от времени непосредственно перед
переходом тока через нуль представлены на рис. 6-16 и 6-17. Из этих данных
видно, что в интервале времени 6 мксек18 мксек (это соответствует
диапазону изменения тока 4 а^/Д1^12 а) характер изменения диаметра ствола
Рис. 6-16. Изменение диаметра
ствола, и тока дуги в околону-
левой области при дутье в эле-
газе и в воздухе
Др-~3.5 бар; dc=l см; /^>=1200 а;
1 и 3 — дутье в воздухе; 2 и 4 —
дутье в элегазе
Рис. 6-17. Изменение плот-
ности тока участка ствола
дуги, расположенного в гор-
ловине сопла, в околонуле-
вой области тока при дутье
в элегазе и в воздухе
при воздушном дутье, при одинако-
одинаков как при дутье в элегазе, так и
вых прочих исходных условиях.
В интервале времени	мксек. что соответствует диапазону изме-
нения тока 0</д2<4 а, характер изменения и величина диаметра ствола дуги .
при дутье в элегазе и при дутье в сжатом воздухе резко отличаются: в эле-
газе происходит резкое уменьше-
ние диаметра и некоторое повы-
шение плотности тока, в то время
как при воздушном дутье измене-
ние диаметра невелико, плотность
тока относительно мала и моно-
тонно убывает.
Сказанное может быть до-
полнено сравнительными дан-
ными об оптической плотности
поперечника рассматриваемого
участка ствола дуги, приведен-
ными на рис. 6—18 [106] для
элегаза и для воздуха.
Анализ приведенных зависи-
мостей и ряда других данных
[117, 118 и др.] позволяет прибли-
женно представить роль отдель-
ных факторов в рассмотренных
Рис. 6-18. Изменение максимальной оп-
тической плотности негативного изо-
бражения участка ствола дуги, располо-
женного в горловине сопла, при под-
ходе тока к нулю
1!П —1200 а; бар
выше процессах.	, '
• В отличие-от. воздушного дутья при охлаждении ствола дуги в продольном
потоке элегаза создаются несколько отличные условия воздействия турбулент-д
ных пульсаций со стороны потока холодного газа на ствол дуги. Это можно' '
установить, сравнивая меру турбулентного возмущения соответственно при
дутье в элегазе и при воздушном дутье.	*
213
Если принять в первом приближении плоскопараллельное течение и равен!
ство градиентов давления для рассматриваемого сечения, т. е. (dp/dx)
= (dp/dx) возд, то отношение турбулентных возмущений может быть представ!
лено уравнением	Ji
_ Увозд
<®Аозд ~ VsF«
где увозд и y$F —плотность соответственно воздуха и элегаза; сох — угловая
6	. 1
скорость группы частиц, охваченных вращательным движением; v — линейная
скорость в направлении частиц холодного газа; (<оху)—турбулентное возму^
щение.	,1
При одинаковых температуре и давлении плотность элегаза примерна
в пять раз больше плотности воздуха. Поэтому численная величина отношения1
(Юх0$рД0^)Возд ~ т. е. воздействие турбулентных возмущений в граничной
области ствола дуги при малых токах, при дутье в элегазе значительно меньше^
чем при воздушном дутье. Это способствует тому, что периферийная область1
ствола дуги в элегазе, обладающая температурой, равной температуре дис-j
социации (2100°К), подвергается турбулентному воздействию внешнего потока
в меньшей степени, чем при воздушном дутье. Благодаря этому сохраняется;
в какой-то степени характерная структура ствола, т. е. токопроводящее «ядро»!
и периферийная область, которая в данном случае значительно уже, чем!
в открытой свободногорящей дуге или подвергающейся слабому воздействию!
потока.	.	> "3
Поскольку в дуге, охлаждаемой в элегазе, диаметр токопроводящей части»
дуги относительно
а плотность тока
можность влияния
НОГО ПОЛЯ.'
Как известно
в плазме цилиндрического ствола с током I и радиусом сечения-г может быть]
приближенно представлена уравнением
р^~ nokT =	= 0,5-10~7//, н/л2
мал (при О^Д^^б мксек), как уже говорилось выше,!
при этом относительно велика, можно предполагать воз-]
магнитного давления в плазме за счет собственного магнит^
[106], величина магнитного (гидростатического) давления;
(6-10):
где — концентрация электронов на оси ствола, 1/лР; &=1,37-10“23 дж/град—
постоянная Больцмана; Т — температура, °К; 1 — величина тока, а; / — плот-?
ность тока, а/ле2.	1
Соответственно концентрация электронов, удерживаемых в плазме за счет|
магнитного давления,	1
л0 =
(6-11^
0,5-10~7//
kT
Если принять ранее приведенные (рис. 6:16 и 6-17) данные о величине и!
плотности тока в околонулевой области тока, например при Л>=3
1г=2 а, /=6-107 а/мг, то концентрация п0 электронов на оси ствола, удержи-я
ваемых собственным магнитным полем, при предполагаемой температуре Т
«6-Ю3 °К составит величину около 10% концентрации электронов равновесной
плазмы элегаза, рассчитанной для данной температуры и давления без учета!
влияния собственного магнитного поля.
Из этого следует, что для ствола дуги, охлаждаемой элегазом, в области!
перехода тока через нуль влияние собственного магнитного поля может яв-а
ляться некоторым дополнительным фактором в формировании плотной струк-1
туры ствола в отличие от дуги, которая охлаждается в, потоке воздуха и у ко*1
торой в конце полупериода плотность тока относительно мала.
Обобщенные данные о величине и характере изменения электрического!
сопротивления ствола дуги при подходе тока к нулю представлены на- рис«а
6-19 и 6-20. Как видно из приведенных кривых, до момента i>6~-8 лцссек!
214
перед АОрёхОДбМ Токё через нуЛь, которому в нашем случаё соответствует
ток 12=34-4 а, сопротивление ствола практически не меняется во времени.
При этом сопротивление дуги, охлаждаемой в элегазе, меньше, чем дуги,
охлаждаемой в потоке воздуха. При дальнейшем уменьшении тока, т. е.
в пределах интервала времени 0<Д/<6 мксек, картина изменения сопротив-
ления R(t) существенно меняется: скорость нарастания сопротивления при
подходе тока к нулю резко увеличивается, причем при дутье в элегазе вели-
чина сопротивления и скорость нарастания становятся ббльшими, чем у дуги
при воздушном дутье, при прочих равных условиях опыта. Из сопоставления
этих данных с приведенными ранее (см. рис. 6-16, 6-17) видно, что началу
быстрого нарастания сопротивления соответствует начало резкого уменьшения
диаметра ствола дуги (при дутье в элегазе).
Как установлено, величина и скорость нарастания сопротивления резко
увеличиваются с возрастанием перепада давления Др в дутьевой системе как
Рис: 6-19. Изменение сопротивле-
ния ствола дуги при подходе то-
ка к нулю
Др==б бар;	а
Рис. 6-20. Изменение сопротивле-
ния ствола дуги при подходе то- ч
ка к нулю
Ар*=],5 бар; 7т=1200 а
при дутье в элегазе, так и при воздушном дутье. Эта зависимость для рас-
сматриваемого интервала времени 0<Д/^6 мксек, для данной модели дутьевой
системы может быть представлена уравнениями:
а)	для дутья в элегазе
. /?д х мр0,3;	(6-12)
б)	для воздушного дутья
ядЛМр0,7-	(6-13)
Из уравнений и кривых рис. 6-20 видно, что сопротивление дуги в эле-
газе, оставаясь значительно выше, чем при воздушном дутье, в меньшей сте-
пени зависит от перепада давления. Это в какой-то степени подтверждает
предположение об относительно слабом турбулентном воздействии потока эле-
газа на ствол дуги при подходе тока к нулю.	•
Динамические свойства ствола дуги при подходе тока к нулю могут ха-
рактеризоваться ходом изменения температуры по сечению ствола дуги и во
времени или ходом изменения электрической проводимости ствола во времени
при заданных условиях внешних воздействий окружающей среды и внешних
источников энергии.
Основной и удобной мерой для оценки этих процессов может служить
величина так называемой тепловой постоянной времени, выражение для ко-
торой может быть найдено из общего уравнения баланса энергии для единич-
ного участка ствола дуги.
215
Решение такой задачи в-общем виде встречает непреодолимые трудностью
поэтому вводится ряд упрощений.
В рассматриваемом случае для дуги в потоке элегаза также принимается
ряд упрощений: не принимаются во внимание конвективный тепло- и массообмей
и отвод тепла из объема ствола за счет теплоизлучения, для токопроводящей
части ствола принимается только радиальный теплоотвод' путем теплопровод?
ности. При этих условиях уравнение баланса энергии имеет вид:	— 3
ус^=ЕЪ(Т)~±у-(У-?р\,	(6-11
dt	г дг \ дг )	Я
где \ср— объемная теплоемкость плазмы; о (7)— удельная электропровод!
ность плазмы; X — удельная теплопроводность плазмы; Т — температура; г -=1
радиус сечения ствола.	I
Найденное из этого уравнения	приближенное выражение для постоянной
времени [115] имеет вид:	1
т=———	~kTnrL	(6-151
(2,4)2 а то	\	/
1	' А.	д.	1 где го-—наружный радиус сечения; kT - 	; а-' 		коэффициента: л (2,4)2 а	Уср	J температуропроводности, см?/сек. При 7=5000° К величина а может быть при^ нята равной а=70 сл?/сек1& Таблица 6-5 'Таким образом, если известный „	а и лгл, может быть найдена! Данные о сечении ствода дуги,	0	ж охлаждаемой в элегазе и в воздухе	п величина т.	< 	Данные о сечении ствола!				
Ток дуги, а	Сечение ствола дуги, ММ2	СВобОДНОГОрЯЩеЙ Дуги	[112]5			
	Элегаз		n Ду1 и при приди.А У 1 	ВозДУх	 (см. рис. 6-16 и 6-17) в эле->	
	Свободно- горящая дуга (Р « 1 бар)	Продольное дутье (Apjb 3 бар)	Свободно- горящая дуга (Р 1 бар)	газе и в воздухе приведены» g	в табл. 6-5.	В • ® х§	Как было установлено ра-ж §	нее (см. рис. 6-16), при дутьеЖ §2 К	в элегазе сечение ствола дуги« резко уменьшается, благодаря® 	чему также резко уменьшается^
2 3 4	0,32 0,66	0,03 0,058 0,064	7,8 •	9,6 22,0	и величина постоянной време-Ш q Qg	ни; процессы теплообмена иж ’	изменения температуры в дан<Ц 0,066	ном случае малоинерционны;'® 0 07	т. е. их можно считать ква-ж ’	зистационарными для скольж угодно малых отрезков вре-ж меня. Этим объясняется то об-Ж
стоятельство, что токопроводящая часть ствола сохраняется при сколь угодно!
малых значениях тока, почти до нуля. Ток в дуге прекращается, очевидно,]
когда электропроводность плазмы становится равной нулю. Это происходит]
•при температуре плазмы около 7=4000° К.	|
На рис. 6-21 приведены данные об изменении электропроводности ствола!
дуги .[118], охлаждаемой в потоке элегаза и в воздухе, непосредственно перед!
переходом тока через нуль. Как видно из приведенных кривых, электропровод-1
ность дуги в потоке элегаза падает до нуля примерно за 0,25 мксек до nepe-J
. хода тока .через нуль, в то время как при воздушном дутье при одинаковых!
-прочих условиях электропроводность остается достаточно большой даже при|
переходе тока через нуль, что приводит к повторному зажиганию дуги. > g
Непосредственно перед нулем и при переходе тока через нуль доминирую--.!
• щими являются процессы резонансного захвата («прилипания») электронов ато-|
•мами фтора, который обладает наиболее высокой энергией сродства к элект-|
рону (около 4 эв), И образования в результате этого малоподвижных отрица-3
тельных ионов. Благодаря этому происходит резкое уменьшение плотности!
216
электронов в остаточной плазме и восстановление электрической прочности.
Потери электронов, обусловленные явлением захвата, в общем виде опи-
сываются уравнением
дп	о	-	„ ч
—Ь’сП,	(6-16)
01
где п —плотность электронов, \/см2’, vc — частота соударений, 1/с£>лс; g —коэф-
фициент прилипания.
Коэффициент прилипания характеризует вероятность образования отрица-
тельного иона при столкновении электрона с атомом, величина его зависит
от давления, напряженности элект-
рического поля и др.
Изменение концентрации элект-
ронов в остаточной плазме находим,
интегрируя уравнение (6-16) при на-
чальных условиях /=0; п==Ио, от-
куда получаем
п (0 = п0 exp (— &vc0 =
пехр (— //Трек), (6-17)
где и» — начальная концентрация
электронов, l/c.w3; TpcK = l/£vc — по-
стоянная времени рекомбинации, сек.
Поскольку частота соударений *
гс~р/Г, постоянная времени реком-
бинации уменьшается с ростом дав-
ления при заданной температуре и
растет с температурой при заданном
давлении. Температура плазмы в
рассматриваемый отрезок времени
относительно невелика, а давление
Рис. 6-21. Изменение электропровод-
нести ствола дуги перед переходом
тока через нуль при дутье в элегазе
и при воздушном дутье
/ и 2 —дутье в элегазе, pi=8 бар, ^Откл=
=»1800 а; з —воздушное дутье, повторное, за-
жигание дуги
в камере дугогасителя обычно ве-
лико. Поэтому частота соударений
vc должна быть большой.
В остаточной плазме элегаза
при рассматриваемых условиях по-
перечное сечение резонансного за-
хвата электронов очень велико
(Qc^10~G см2), следовательно, вероятность захвата может быть очень большой.
Поэтому постоянная времени рекомбинации трск в этом процессе составляет
ничтожную величину порядка трек^1-10~э сек. Можно показать, что постоян-
ная времени остаточного ствола дуги составляет величину такого же порядка.
Поэтому после перехода тока через нуль очень быстро (практически мгновенно)
на промежутке восстанавливается некоторая начальная электрическая проч-
ность, которая затем продолжает увеличиваться до некоторого предельного
значения. Па рис. 6-22 показана кривая восстанавливающейся электрической
прочности' мгновенно обесточенного дугового промежутка величиной 9,5 мм
в элегазе между графитовыми электродами при отсутствии специального дутья
в зоне дуги, при величине постоянного тока дуги 20 а и давлении бар.
На рис. 6-23 приведены сравнительные данные о парастании электрической -
прочности междуконтактного промежутка непосредственно после перехода тока
через нуль в дугогасителе при дутье в элегазе и в азоте при Др=8 бар.
Из этих данных видно, что величина и скорость нарастания электрической -
прочности промежутка при дутье в элегазе несоизмеримо выше, чем при дутье
в воздухе, особенно через 0,5 мксек после перехода тока через нуль.
Благодаря своеобразным динамическим свойствам электрической дуги в об-
ласти перехода тока через пуль при продольном дутье в элегазе, которые
рассмотрены выше, дугогасителя данного типа обладают способностью от-
ключать предельно большие токи при наиболее жестких условиях короткого
217
замыкания на линиях (неудаленныс короткие замыкания) без применения шун-2
тирующих низкоомных сопротивлений.	I
Вместе с тем следует заметить, что благоприятное развитие динамических!
процессов в дуге в околонулевой области тока при дутье в элегазе, которыми^
обеспечивается успешное однополупериодное гашение дуги, может происхо- |
дить, как показали опыты, только]
в том случае, если в процессе гон
рения дуги при амплитуде тока]
скорость течения газа Wi п^ входе]
Рис. 6-22. Восстановление электри-
ческой прочности мгновенно обесто-
ченного ствола дуги в элегазе
$=9,5 мм; р=Г бар; электроды графитовые;
/о=2О а
Рис. 6-23. Восстановление элект-
рической прочности междукон-
тактного промежутка после пере-
хода тока через нуль у дугога-
ситсля с продольным дутьем в.
элегазе и в азоте
Рис. 6-24. Влияние примеси воздуха
в элегазе на отключающую способ-
ность дугогасителя в отношении
скорости восстановления напряжения
Рис. 6-25. Зависимость восстанав-
ливающейся электрической проч-
ности междуконтактного проме-
жутка после обесточивания ствола
дуги в смеси элегаза и азота
/ — SF* — 100%; 2 — SI',. — 50?«; N2 — 50%;
3 — SFC — 10*6; N3 — S0%; 4 — N2 — 100?*
в дутьевое сопло будет по крайней мере не меньше предельной минимальной
скорости, которая может быть рассчитана по приведенному ранее уравнению
(6-1), т. е. при условии
> к^ин — 620 —.
U я? т
218
В противном случае, как слёдуёт из оИЫтой, наблюдаются повторные зати-
рания дуги.
Свойство дуги сохранять' устойчивое токопроводящее «ядро» в околонуле*
вой области тока вплоть до чрезвычайно низкого значения тока при гашении
дуги в элегазе позволяет отключать дугогасителями данного типа индуктивные
токи ненагруженных трансформаторов без появления при этом коммутацион-
ных перенапряжений.
При решении практических задач дугогашения в элегазе представляет
интерес вопрос о влиянии примесных компонент (азот, воздух и др.), вводимых
в элегаз, на характеристики дугогасителей данного типа.
На рис. 6-24 [117] приведены данные о влиянии примеси воздуха в элегазе
на дугогасящую способность дугогасителя с продольным дутьем по отноше-
нию к скорости восстановления напряжения. Содержание воздуха в элегазе
до 20% вызывает лишь незначительное (не более 10%) снижение допустимой
скорости восстановления напряжения. При большем содержании воздуха этот '
параметр уменьшается более резко. Однако даже при 30%-ном содержании '
примеси воздуха абсолютная величина предельной скорости восстановления
напряжения достаточно велика и составляет dUz/dt~Q кв/мксек.
Влияние примеси азота в элегазе на величину восстанавливающейся электри-
ческой прочности промежутка s=9,5 мм при р=\ бар можно видеть из кривых
рис. 6-25. При 50%-ном содержании примеси азота восстанавливающаяся *
электрическая прочность промежутка после обесточивания дуги остается почти
такой же, как в чистом элегазе [119].
6-6. КОНСТРУКЦИИ И ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕГАЗОВЫХ ДУТОГАСИ-
ТЕЛЕЙ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ВЫСОКОГО НАПРЯ-
ЖЕНИЯ
Современные разработки конструкций выключателей с элегазо-
выми дугогасителями в настоящее время ведутся в различных на-
правлениях, и прежде всего в тех, которые дают наиболее эффек-
тивное технико-экономическое использование специфических свойств
этой дугогасящей и изоляционной среды. Такими направлениями
являются следующие.
1.	Модульные серии выключателей на высокие классы напряже-
ния (100" кв и выше), предназначенные для отключения предельно
больших токов короткого замыкания при наиболее неблагоприят-
ных условиях коротких замыканий.
2.	Выключатели на номинальное напряжение 10—35 кв в ком-
пактном исполнении для электрифицированного подвижного со-
става и других электрических установок специального назна-
чения.
3.	Выключатели нагрузки на поминальное напряжение 15—
100 кв и выше, предназначенные для отключения индуктивных то-
ков ненагруженных трансформаторов и емкостных токов.
Дальнейшим направлением может быть развитие стандартных
серий выключателей с элегазовыми, дугогасителями на различные
номинальные токи и напряжения, предназначенных для типичных
эксплуатационных условий работы.
Технические параметры существующих конструкций элегазовых
выключателей приведены выше в табл. 6—1.
В дугогасителях этих выключателей применяются различные
способы гашения дуги в элегазе, в зависимости от величины номи-
нального, напряжения, поминального тока отключения и условий
219
бездействия восстанавливающегося напряжения. По способу гаше-1
ния дуги в элегазе различаются следующие дугогасители. >
1.	Дугогасители с системой интенсивного продольного дутья!
в элегазе, в которую предварительно сжатый газ поступает из спе-|
циального резервуара.	|
2.	Автопнсвматические дугогасители с дутьем в элегазе, созда-1
ваемым посредством специального встроенного компрессионного!
устройства.	9
3.	Дугогасители с дутьем в элегазе, создаваемым за счет тепло-1
вого расширения газа в отдельных рабочих объемах.	1
4.	Дугогасители с гашением поперечно охлаждаемой дуги |
в элегазе под влиянием магнитного поля.	i
5.	Дугогасители с гашением открытой дуги в элегазе.
Существуют также предложения [111] по практическому приме- j
нению устройств для гашения дуги в сжиженном элегазе. ' 1
Элегазовые дугогасители могут существенно отличаться по j
своим конструктивным параметрам и формам от других типов
дугогасителей.
Прежде всего гашение дуги в таких устройствах осуществляется
при исходных рабочих давлениях газа, несколько меньших, чем,
например, ввоздухонапорных дугогасителях. Величина давления
обычно принимается из условий сжижения элегаза при повышен-
ных давлениях с учетом возможности устройства подогрева газа
в выключателе при низких внешних температурах.
В элегазовом дугогасителе могут быть использованы не только
зоны интенсивного, со звуковой скоростью, дутья, но также и зоны
более слабого дутья, где распад остаточного ствола дуги может
протекать также достаточно интенсивно. Из этого следует (как
показали опыты, см. 6-5), что в дугогасителях, например, с про-
дольным дутьем целесообразно несколько увеличивать длину ствола
дуги за счет удаления дугоулавливающего электрода и увеличе-
ния междуконтактного промежутка. По этим же соображениям
может быть целесообразным применение двустороннего дутья.
В конструкции размыкающих контактов должна быть преду-
смотрена возможность «самозачистки» рабочих контактных по-
верхностей от загрязнения твердыми отложениями фтористых ме- -
таллических соединений.
Ниже кратко рассмотрены конструкции и характеристики неко-
торых типов элегазовых дугогасителей.
Дугогасители с интенсивным продольным дутьем в элегазе. При-
менение интенсивного продольного дутья (звуковые и сверхзвуко-
вые скорости потока в дутьевых соплах) в элегазе позволяет осуще-
ствлять конструкции выключателей, обладающих, как. отмечалось
выше, специфической высокой отключающей способностью. Про-
дольное дутье в элегазе в таких дугогасителях осуществляется
в различного вида дутьевых, системах, состоящих из промежутков,
образованных контактами; дутьевых каналов и дутьевых сопел.
В этих системах электрическая дуга, образовавшаяся на размы-
кающих контактах, формируется и подвергается интенсивному воз-
220
действию аксиального потока холодного газа (элегаза),'который
поступает к месту гашения (обычно через дутьевой клапан) из
резервуара высокого давления.
8 -	7
Рис. 6-26. Дугогаситель элегазового выключателя бакового типа
Рис. 6-27. Элегазовый выключатель бакового типа
На рис. 6-26 [114, 115] дана схема конструкции дугогасителя
с продольным дутьем элегазового выключателя бакового типа.
Общий вид выключателя приведен на рис. 6-27. Основными эле-
ментами этой конструкции являются: газоподводящий канал 8
высокого давления (р=14 бар), тефлоновый конфузор 3, не-
подвижный контакт розеточного типа 5, в полости которого
221
располагается дугогасительный контакт 4 с наконечником из дуто-
стойкого материала; подвижный трубчатый контакт-сопло 2, при- !
водимый в движение от приводного механизма, с отключающей
пружиной и неподвижный токосъемный контакт 1. При операции
отключения, после открытия клапана 7 посредством приводного ры- :
чага 6, сжатый элегаз из резервуара высокого давления (14 бар)
поступает в конфузор дутьевой системы. Непосредственно вслед за
этим происходит размыкание контактов и формирование ствола
дуги в дутьевой системе, где под действием продольного дутья про-
исходит гашение дуги при переходе тока через нуль. «Отработан-
ный» горячий газ выбрасывается во внутреннюю полость бака
большого давления, в которой по условиям внутрибаковой электри-
ческой изоляции поддерживается давление элегаза около 3 бар.
После гашения дуги избыточный газ перекачивается из бака в ре-,
сивер высокого давления посредством специального компрессора.
В таком выключателе предусмотрены устройства для осушки и
очистки «отработанного» газа. 
Дугогасящая способность такого дугогасителя очень высока:
при номинальном напряжении 80 кв номинальный ток отключения
составляет величину около 36 ка, т. е. номинальная мощность от-
ключения такого дугогасителя равна 5000 Мв-а.
Ниже приводятся характеристики серии выключателей данного
типа:
Номинальное напряже-
ние, кв ............80	120	150	220	330	380	460
Число разрывов на по-
люс’’ ...............	1	2	2	3	4	4	6
Номинальный ток от-
ключения, ка	.... 36,0	48,0	38,5	40,0	35,0	40,0	-31,0
Номинальная мощпосЛ
отключения, Мв-а . . 5000 10 000 10000 15000 20000 25000 25000
Как уже указывалось выше (см. § 6-5), эти выключатели обла-
дают способностью отключать предельные токи при весьма высо-
кой начальной скорости восстановления напряжения.
На рис. 6-28 схематически представлена конструкция дутьевой
системы рассматриваемого типа, которая применяется в дугогаси-
тельных модулях (рис. 6-29) серии элегазовых выключателей вы-
сокого и сверхвысокого напряжения [124].
Отличие этой конструкции от предыдущей состоит в том, что не-
подвижный контакт / (рис. 6-28) имеет трубчатую изогнутую форму
и боковые выхлопные отверстия, конфузор 2 дутьевой системы со
встроенным в него подвижным трубчатым розеточным контактом 3
и соплообразным контактом 5 сопряжен с газопроводом высокого
давления 4, который одновременно является поворотной траверсой,
приводимой в движение посредством системы тяг и рычагов при- .
водного механизма выключателя. Таким образом, в данной дутье- |
вой системе, в отличие от предыдущей, имеет место двустороннее Л
продольноедутье.	|
Так же как и в предыдущем случае, «отработанный» газ посту-
пает во внутреннюю полость металлической камеры модуля, в кото- - 1|

222
рой поддерживается давление элегаза около 3 бар. Дугогаситель-.
пый модуль с двумя разрывами обладает более высокими пара-
метрами: при номинальном напряжении на модуль 160 кв номиналь-
ный ток отключения составляет величину около 50 ка. Модульное
исполнение дугогасителя позволяет создавать серию выключателей
сверхвысокого напряжения [109 и др.].
Следует заметить, что необходимость применения замкнутой
газораспределительной системы с двумя ступенями давления (вы-
сокого pi=15 бар и низкого рг=3 бар) создает определенные труд-
ности при производстве и эксплуатации таких выключателей. Во-
Рис. 6-29. Металлическая дугогаситель-
ная камера (модульный элемент) серии
элегазовых выключателей на 110 кв
и выше
Рис. 6-28. Дугогаситель од-
ного; разрыва, применяемый
в металлической дугогаси-
тельной камере (модульном
элементе) серии элегазовых
выключателей
1 — высоковольтные вводы; 2 — металлическая ка-
мера, заполненная элегазом; 3 — шунтирующие
емкости; 4 — резервуар высокого давления; 5 —
дутьевой клапан; 6 — дугогаситель одного раз-
рыва; 7 — размыкатель цепи шунтирующего со-
противления; 8 — шунтирующие сопротивления;
9—приводной механизм
первых, как следует из предыдущего, при давлении около 15 бар
в ресивере газообразное состояние элегаза может быть только при
температуре не ниже 5° С. Следовательно, в таком выключателе
должно быть предусмотрено устройство для подогрева газа в резер-
вуаре высокого давления, который находится в модуле, располо-
женном на большом расстоянии от земли.
Кроме того, в этой системе необходимы автономная компрес-
сорная установка и устройства для осушки и очистки газа. .
Все это до некоторой степени сдерживает широкое развитие -
выключателей этого типа и заставляет искать более простых реше-
ний в создании конструкции элегазовых выключателей, в которых
указанные выше проблемы или существенно упрощаются, или ис-
ключаются вовсе. К таким конструкциям прежде всего относятся
выключатели с автоппевмэтическими элегазовыми дугогасителями.
Автопневматические элегазовые дугогасители. Прототип та-
кого дугогасителя [119] показан на рис. 6-30, В изоляционной
камере 2 на нижней опорной крышке имеется цилиндр 7 „из
' 223
изоляционного материала с рабочим объемом 9, в котором может \
поступательно перемещаться поршень 6, составляющий вместе со
втулкой 4 и расположенным в ней дутьевым соплом 3 и подвижным 
контактом 5 один подвижный блок. С поршнем жестко соединена
также приводная металлическая тяга 8, связанная через изоляци-
онную тягу с приводным механизмом выключателя. На верхней
крышке установлен стержневой неподвижный контакт 1.
Внутренняя герметизированная полость камеры заполнена эле-
газом с небольшим избыточным давлением (1—3 бар).

«I
Рис. 6-30. Схема опытной мо-
дели автопневматического эле-
газового дугогасителя высокого
напряжения
Рис. 6-31. Элегазовый авто-
пневматический дугогаситель
серии выключателей на 72 кв
и выше
При операции отключения поршень и связанные с ним эле-,
менты посредством тяги быстро перемещаются вниз. При этом ра-
бочий объем цилиндра уменьшается и в нем повышается давле-
ние газа. После размыкания контактов и образования на них дуги
- оконечность верхнего неподвижного контакта выходит за пределы
дутьевого сопла, за счет перепада давления pt — рг в системе уста-
навливается продольное дутье, благодаря которому при переходе
тока через нуль происходит гашение дуги.
Более совершенная конструкция дугогасителя такого же типа
схематически показана на рис. 6-31 [113].
Дугогаситель представляет собой герметизированную камеру 7,
заполненную элегазом под давлением 1 бар. В камере располо-
жены: неподвижный поршень 6, неподвижный контакт 1 и подвиж-
ный блок, состоящий из цилиндра 5, приводной тяги 4, подвижного
контакта 3 и тефлонового дутьевого сопла 2. Подвижная система
'224
(блок) приводится в движение посредством тяги 9, кинематически
связанной с приводным механизмом дугогасителя. Дутьевое сопло
в этом дугогасителе представляет собой тефлоновую втулку, имею-,
щую в средней части четыре боковых отверстия соплообразной
формы. В нижней части камеры расположен токосъемный контакт 8.
При операции отключения поршневой блок перемещается вниз,
в рабочем объеме цилиндра создается давление, благодаря кото-
рому после размыкания контактов устанавливается дутье элегаза
в зоне горения дуги. Выхлоп горячего газа при этом происходит
через отверстие трубчатого неподвижного контакта и через боковые
соплообразные отверстия тефлоновой втулки.
Можно полагать, что в конструкции данной дутьевой системы
отчасти используется также и эффект теплового .расширения в меж-
дуконтактном промежутке.
Дугогаситель данной конструкции обладает высокой отключаю-
щей способностью: номинальный ток отключения при одном раз-
рыве, при номинальном напряжении 72 кв составляет величину
31,5 ка при высокой начальной скорости восстановления напряже-
ния (^3000 в/мксек).	4
На основе унифицированных конструкций дугогасителей этого
типа на 72 и 145 кв создана модульная серия выключателей на на-
пряжение до 245 кв и 420 кв.
Конструкция такого выключателя приведена на рис. 6-32.
Автопнёвматический принцип гашения дуги в элегазе с успехом
может применяться в конструкциях дугогасителей выключателей
нагрузки [112].
В расчетах процессов гашения дуги в элегазовых автопневма-
тических дугогасителях могут быть полностью использованы дан-
ные о процессах гашения дуги в потоке элегаза, приведенные ранее
в этой главе.
Элегазовые дугогасители с автодутьем. Использование в дуго-
гаситслях теплового расширения газа для автономного дутья в зоне
гашения дуги в элегазе представляет некоторый практический инте-
рес, поскольку на этом принципе созданы конструкции элегазовых
выключателей нагрузки [112].
Кроме того, данные о характеристиках процессов гашения дуги
при этих условиях представляют также интерес для оценки роли
теплового расширения газа в работе других типов элегазовых дуго-
гасителей, например автопневматических, которые рассмотрены
выше.
На рис. 6-33 показан элемент конструкции дугогасителя с авто-
дутьем в элегазе. Основой является изоляционная камера в виде
полого цилиндра, помещенная в фарфоровую герметизированную
покрышку, заполненную элегазом под некоторым избыточным дав-
лением. При размыкании контактов образуются две последователь-
ные дуги. При разомкнутых контактах дуга на разрыве 1 остается
внутри камеры, за счет чего происходит нагревание газа и повы-
шение внутреннего давления в камере. Дуга верхнего разрыва 2
вытягивается в отверстии дутьевого сопла ч (выполненного из
225
тефлопа),где под воздействием продольного дутья в элегазе проис-
ходит, гашение дуги. Таким образом, продольное дутье в этом уст-
ройстве образуется за счет энергии дуги, преобразуемой частично
в кинетическую энергию потока газа.
Согласно данным [112], на основе таких дугогасителей могут
быть созданы выключатели нагрузки высокого напряжения, с по-
Рис. 6-32. Конструкция автопневматического элегазового выключателя на
номинальное напряжение 245 кв
/ — шунтирующая емкость; 2 — дугогасительная камера; 3 — приводной механизм; 4 — опор-
ная фарфоровая колонка; 5 — изоляционная приводная штанга; 6 — основание; 7 —привод;
8 — газоподвод для контроля давления и для подпитки камер элегазом
мощью которых можно отключать емкостные токи конденсаторных
батарей и токи ненагруженных трансформаторов без появления
коммутационных перенапряжений.
На рис. 6-34 приведена вольт-амперная характеристика отклю-
чающей способности экспериментального образца такого устройства
с одним комплектом контактов при различных значениях исход-
ного давления. Устройство имеет следующие геометрические па-
раметры: величина дугогасительного промежутка s2=8,3 см, вели-
226
чипа теплогенерирующего дугового промежутка $1=5,2 см, диаметр
дутьевого сопла </с=1,5ои, внутренний объем камеры У=1620сл«3.
Как видно из этих кривых, например, при р = 3 бар и напряже-
нии, 100 кв величина отключаемого тока составляет 800 а. Для срав-
нения на этом же рисунке приведена кривая для случая гашения
открытой дуги на промежутке $=15,2 см при давлении р=2 бар.
Из сравнения видно, что в данном случае дугогасящая способ-
ность промежутка ничтожно
мала. Это также свидетельствует
о том, что даже относительно
небольшое конвективное воздей-.
ствие на дугу в элегазе резко
улучшает условия ее гашения
в цепях переменного тока высо-
кого напряжения.
В улучшенных конструкциях
дугогасителей данного типа с диа-
метром дутьевого сопла dc —
=2,9 см, при давлении р — 4 бар,
при напряжении 40 кв ток от-
ключения достигает величины
10000 а.
Дугогасители с электромаг-
нитным гашением дуги в эле-
газе- При движении электриче-
ской дуги в газе в направлении,
перпендикулярном направлению
тока, под влиянием поперечного
магнитного поля могут созда-
ваться условия турбулентного
воздействия встречного потока
газа на ствол. При этом, как из-
вестно, происходит интенсивный
тепло: и массообмен между
плазмой ствола и холодным га-
зом. Как показывают исследова-
ния [101], с повышением ско-
рости поперечно направленного
движения сечение ствола умень-
шается, дуга оставляет за собой
турбулентный . след достаточно
большой длины.
При определенных ‘условиях
поперечно направленное движе-
ние дуги вызывает так же на-
правленное (сопутпое) движение
частиц холодного газа.
Следовательно, в общем слу-
чае относительная направленная
Рис. 6-33. Схема конструкции
комплекта одного разрыва дугога-
сителя с автодутьем в элегазе
Рис. 6-34. Характеристики пре-
дельной ^отключающей способно-
сти дугогасителя с автодутьем в
элегазе при различных значениях
исходного давления элегаза в ка-
‘ мере
/ — Ро=»1 бар; 2 — Ро~2 бар; 3 — Pq~3 бар;
4 — простое размыкание контактов в эле-
газе яри рс«=2 бар (без автодутья)
227
скорость обтекания ствола дуги встречным потоком может быть
представлена в виде разности
W = WA — wn, '	(6-18)
где 5¥д — скорость ствола дуги в неподвижном газе, обусловленная
действием на него электромагнитной силы; wn — скорость сопут-
ного потока холодного газа.
Если положить, что поперечное магнитное поле в зоне электри-
ческой дуги создается в магнитной системе за счет намагничиваю-
щей силы обмотки катушки, возбуждаемой током дуги, то вели-
чина электромагнитной силы, действующей на единицу длины ствола
дуги при переменном синусойдально*м токе, может быть представ-
лена уравнением	>
f31=MiW7m(l —cos®/),	,	(6-19).
где At — коэффициент, определяемый соотношением геометрических
параметров магнитной системы; W — число витков обмотки ка-
тушки; 1т— амплитуда тока.
Величина скорости поперечно направленного движения этого ’
участка ствола дуги при амплитудной величине тока
 (6-20).
?/з , '
где Аг—коэффициенту—плотность газа.
При больших значениях тока, когда воздействующая на дугу
сила велика, имеет место неравенство а>д^>а>п.
При очень малых значениях тока в конце полупериода и при
переходе тока через нуль скорость обесточенного ствола дуги стре-
мится к нулю (а>д—*0), однако сопутные слои холодного газа
обладают еще некоторой скоростью, которая затем затухает
благодаря турбулентному рассеянию энергии. Поэтому при пере-
ходе тока через нуль относительная скорость обтекания ствола ста-
новится равной нулю, вместе с тем остается затухающее вихревое
движение группы частиц холодного газа,' которые воздействуют на
плазму остаточного ствола непосредственно перед переходом тока
через нуль. Этим создаются более благоприятные условия для теп-
лоотвода от «ядра» дуги, следовательно, для развития рекомбина-
ции (захвата) электронов и для восстановления электрической
прочности промежутка. Поскольку кратковременное турбулентное
остаточное воздействие потока носит затухающий характер, ско-
. рость восстановления электрической прочности (в пределах около- ;
нулевой области тока) с течением времени уменьшается.
Из этого следует, что электромагнитное гашение дуги в элегазе
целесообразно применять в выключателях на большие номиналь- -
ные токи отключения и на напряжения 6—20 кв или в выключате-
лях нагрузки высокого напряжения на относительно небольшие
токи отключения. О способности к отключению емкостных токов
конденсаторных батарей и индуктивных токов пенагружепных
трансформаторов в настоящее время данных нет.
228
На-рис-. 6-35 представлена схема конструкции [98] дугогасителя
с электромагнитным гашением в элегазе.
В герметизированной изоляционной камере 1, заполненной эле-
газом под некоторым избыточным давлением, расположены: не-
подвижный электрод 2, выполненный в виде цилиндра, и подвиж-
ный электрод-контакт 3, который, может приводиться в движение
от какого-либо приводного механизма. Снаружи камеры располо-
жена катушка магнитного дутья 4, обмотка которой включена по-
следовательно в главную цепь устройства. При возбуждении ка-
тушки В камере создается осенаправленное магнитное поле.
Рис. 6-35. Схема опытной
модели дугогасителя с
электромагнитным дуть-
ем в элегазе
Рис. 6-36. Схема конструкции элегазо-
вого дугогасителя с воздействием на
дугу магнитного поля, создаваемого
постоянными магнитами
1 — герметизированная камера, заполненная эле-
газом; 2 — контакт; 3 — постоянный магнит
При размыкании контактов образовавшаяся дуга под влиянием
этого поля перемещается по окружности в кольцевом зазоре с не-
которой скоростью.
Исследования подобного рода устройства [120] показали, что
при величине кольцевого зазора 15 мм и давлении 4 бар, при на-
пряжении 10—20 кв величина тока отключения составляет около
15 ка. •
На рис. 6-36. представлена схема конструкции дугогасителя
с электромагнитным гашением дуги [107], у которого поперечное
радиальное магнитное поле создается посредством постоянных
магнитов, встроенных в оконечности контактов. Напряженность
магнитного поля рабочей зоны промежутка в таких системах от-
носительно мала, следовательно, мала и дугогасящая способность
таких устройств, которые могут применяться только для выключа-
телей нагрузки.
229
Дугогасителя с гашением открытой дуги а элегазе. Дугогаси-
тель с гашением открытой дуги на размыкающих контактах в эле-
газе может быть представлен в виде герметизированной камеры,
заполненной элегазом под некоторым давлением. В камере про-
исходит размыкание контактов с некоторой линейной скоростью v
и образование на них электрической дуги. В данном случае роль
турбулентного воздействия газа па ствол дуги очень мала, сле-
довательно, мала и отключающая способность таких дугогасите-
лей. Это можно видеть из рис. 6-37,
где показаны кривые восстанавли-
вающейся электрической прочности
Рис. 6-38. Дугогаситель
элегазового заземлителя
(короткозамыкателя)
/ — герметизированная камера,
заполненная элегазов; 2 —элек-
трический неподвижный экран
для защиты от короны; 3 —
неподвижный контакт; 4 — по-
движный контактный стержень;
5 — опорная труба
. 50	100	150	200 мксек -
Рис. 6-37. Восстанавливающаяся
. электрическая прочность между-
контактного промежутка в элега-
зе после перехода тока через
нуль при гашении открытой дуги
/ — 7=600 а, бар; 2 — /=300 а, р0=
= 1 бар; 3 — /=600 а, ро=1 бар
междуконтактпого промежутка s—7fi см при различных давлениях
элегаза и значениях тока дуги. Такие данные в обобщенном виде
при переменном токе 400 а могут быть представлены уравнением
Ud (0 = 7,7po^v^,	(6-21)
где р — давление газа, бар; 1»к — скорость образования междукон-
тактного промежутка, mJ сек.
Устройства (камеры) с простым разрывом дуги в элегазе могут
успешно [108, 112] применяться для быстродействующих заземли-
телей (короткозамыкателей). Схема такого устройства показана на
рис. 6-38. В этом устройстве происходит замыкание, а не разрыв
контактов.
- Благодаря высокой электрической прочности элегаза время го-
рения дуги во время замыкания существенно сокращается.
230
Глава седьмая
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ
. УСТРОЙСТВ МАСЛЯНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
7-1. ОСНОВНЫЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВ
В дугогасительных устройствах современных масляных выклю-
чателей гашение дуги осуществляется путем эффективного ее ох-
лаждения в потоке газообразной среды (газопаровой смеси), выра-
батываемой самой дугой за счет испарения и разложения масла.
По сравнению с рассмотренным выше процессом гашения дуги
в потоке Голодного воздуха в данном случае условия теплообмена
дуги с окружающей средой имеют ряд особенностей, из которых
основными являются следующие: в составе газопаровой смеси зна-
чительную долю (до 70%) составляет водород, обладающий по
сравнению с воздухом более высокой теплопроводностью, но мень-
шей предельной электрической прочностью; поток газопаровой
смеси в зоне горения дуги обладает высокой температурой (800—=
2500°К). Механизм охлаждения ствола дуги при больших (обычно
выше 100 а) и малых значениях тока дуги различен. При больших
токах охлаждение ствола дуги происходит главным образом за
счет принудительной конвекции в потоке газопаровой смеси при
большом давлении.
С увеличением тока интенсивность конвективного охлаждения
и величина давления в зоне гашения увеличиваются. Этим созда-
ются наиболее благоприятные условия для восстановления элект-
рической прочности междуконтактного промежутка при переходе
тока дуги через нуль.	.	.
При небольших токах конвекция и давление газа в зоне гаше-
ния дуги снижаются, следовательно, ухудшаются условия гашения
дуги. Вследствие этого в области 'небольших токов наблюдается
заметное увеличение продолжительности горения дуги.
Повышение давления в зоне гашения дуги за счет принудитель-
ной подачи масла под действием внешних источников механиче-
ской энергии может существенно улучшить условия гашения дуги и,
следовательно, сократить время горения' дуги при отключении не-
больших токов.
В первом приближении можно считать [129, 133, 134 и др.), что
основными условиями наиболее эффективного гашения дуги в дуго-
гасительных устройствах масляных выключателей являются:
а) интенсивное дутье газопаровой смеси в зоне дуги (особенно
в моменты времени, близкие к концу прлуволны тока);
• . б) возможно высокое давление газопаровой смеси в области
дуги в конце полупериода тока;
в) малое расстояние между поверхностью ствола дуги и стен-
кой капала, образованного окружающим дугу маслом или пропи-
танными маслом твердыми изоляционными поверхностями. В этом
231
случае создаются наиболее благоприятные условия для интенсив-
ного испарения и образования потоков насыщенного пара масла
непосредственно около поверхности ствола дуг».
В существующих конструкциях дугогасительных устройств мае-'
ляных выключателей некоторые или все из перечисленных условий
в той или иной степени достигаются путем выбора соответствую-
щего принципа действия устройства, конструктивных форм и раз-
меров отдельных его элементов.
По принципу действия дугогасительные устройства современ-
ных масляных выключателей можно разделить на три группы.
1.	Дугогасительные устройства с автодутьем., В этих устройст-
вах условия для гашения дуги — высокое давление и большая ско-
рость потока газа в зоне гашения дуги — создаются за счет вы-
деляющейся в дуге энергии.
2.	Дугогасительные устройства с принудительным масляным
дутьем, у которых масло к месту разрыва нагнетается с помощью
специальных гидравлических механизов.
3.	Дугогасительные устройства с магнитным гашением-в-масле.
В устройствах этого типа ствол дуги под влиянием поперечного
магнитного поля перемещается в узкие заполненные маслом ка-
налы и щели, образованные стенками из изоляционного материала,
что создает благоприятные условия для гашения.
Дугогасительные устройства, с автодутьем благодаря своей
’большой эффективности и относительной простоте нашли наибо-
 лее широкое применение.
-• Устройства второй группы применяются редко, так как прину-
дительное масляное дутье при отключении больших токов малоэф-
фективно, конструкции же таких дугогасителей с .их вспомогатель-
ными маслонагнетающими механизмами получаются весьма слож-
ными и громоздкими. Действие принудительного масляного дутья
более заметно проявляется при отключении малых токов, поэтому
в отдельных случаях принудительное масляное дутье применяется
в некоторых автодутьевых камерах как дополнительное средство
для более надежного (без повторных зажиганий) гашения дуги
при отключении малых емкостных токов линии.
Дугогасительные устройства с магнитным гашением также не
нашли широкого применения, так как этот способ при существую-
щих конструктивных решениях оказывается менее эффективным,
чем автодутье в масле.
Дальнейшее рассмотрение вопросов расчета и конструкций ду-
гогасительных устройств будет относиться главным образом к уст-
ройствам с автодутьем в масле. Конструктивные схемы современ-
ных дугогасительных устройств этого типа даны на рис. 7-1 и 7-2.
Автодутьевые дугогасительные устррйства обычно выполняются
или в виде жесткой камеры (рис. 7-1), корпус которой собран иг
жестко соединенных между собой деталей, или в виде тдк назы-
ваемой эластичной камеры (рис. 7-2), собранной из отдельньйс эле-
ментов, связанных между собой упруго при помощи пружин или
эластичных прокладок.
232
В процессе отключения при повышении давления внутри камеры
элементы эластичной камеры могут разобщаться, образуя допол-
нительные рабочие каналы в зоне горения дуги, что создает. более
благоприятные условия для гашения.
В зависимости от числа и взаимного расположения в камере
контактов и от последовательности их размыкания дугогасителя
данного типа могут выполняться в различных конструктивных
вариантах, например:
а)	камеры с одним основным разрывом контактов;
б)	камеры с большим числом разрывов контактов, с одинако-
выми для всех разрывов условиями гашения дуги;
в)	камеры с одним основным и одним вспомогательным разры-
вами;
233
 . 1
г)	камеры с большим числом как основных, так и вспомога-
тельных разрывов.
При наличии в камере вспомогательного разрыва создаются |
условия для более или менее стабильного газогенерирования в on- i
ределенной зоне дугогасителя, что в некоторых случаях может *
способствовать более интенсивному гашению дуги на основном Д
разрыве.	. '
Большое число разрывов применяется при очень больших pa- I
бочих напряжениях, а также в тех случаях, когда с целью *ограни- "
Рис. 7-2. Схемы конструкций эластичных камер
z	с автодутьем в масле
1 — неподвижный контакт; 2 — комплект пружин; 3 — рабочий
элемент дугогасителя; 4 — распорная труба; 5 —подвижный
контакт; 6 — упругое кольцо
чения перенапряжений, возникающих при отключении малых ин-
дуктивных токов, часть разрывов шунтируется сопротивлением.
Дугогасящая способность рассматриваемых устройств при про-
чих равных условиях в значительной степени определяется раз- ‘
мерами, формой и взаимным расположением рабочих каналов ка- ;
меры, в которых в основном происходит интенсивное охлаждение
ствола дуги и восстановление электрической прочности промежутка.
Путем соответствующего расположения каналов может быть ;
получено коаксиальное или перпендикулярное оси ствола дуги
направление газового потока. В современных камерах применя-
ются следующие виды дутья: продольное дутье (рис. 7-1,а, в), .
поперечное дутье (рис. 7-1,6, е, ж), смешанный способ дутья '
234
(рис. 7-1, г) и встречно-поперечное дутье (рис. 7-1, д). Выбор типа
дутья Определяется поминальным напряжением, мощностью отклю-
чения и экономическими соображениями.
Как уже говорилось выше, некоторые конструкции камер с ав-
тодутьем дополняются механизмом для получения -добавочного’
принудительного масляного дутья.
Конструктивная схема одного из та-
ких дугогасителей дана на рис. 7-3.
Установим некоторые исходные
положения для расчета камер с авто-
дутьем в масле.
• В общем случае весь цикл работы
камеры при отключении можно раз-
бить на три основных этапа..
Первый этап — после размы-
кания контактов дуга горит в замкну-
том газопаровом пузыре (рис.7-4,а).
В течение этого этапа за счет выде-
ляющейся в дуге энергии в камере
образуется запас сжатой до некото-
рого давления газопаровой смеси, ис-
пользуемой для гашения дуги в ра-
бочих каналах после их открытия.
Второй этап (рис. 7-4, б) на-
ступает с момента начала истечения
газопаровой смеси из области газо-
парового пузыря через рабочие ка-
налы, в которых горит дуга, за пре-
делы камеры.. Характеризуется изме-
нением давления газа в камере и
рабочих каналах, а также интенсив-
ностью истечения. Завершается этот
этап восстановлением электрической
прочности междуконтактпого проме-
жутка, следовательно, , он является
основным.
Рис. 7-3. Автодутьевое
дугогасительное устрой-
ство с дополнительным
..В течение третьего этапа
(рис. 7-4, в) происходит удаление из
камеры оставшихся после гашения
дуги горячих газов и паров масла механизмом - принуди-
и заполнение внутренней полости ка- тельного масляного дутья
меры свежим • маслом. Таким обра-
зом, на этом этапе происходит подготовка камеры для последую-
щего отключения. В дугогасйтельных камерах, предназначенных
для работы в цикле АПВ, этот этап имет очень важное значение.
Первые два этапа характеризуются сложным комплексом, свя-
занных между собой термо- и гидродинамических процессов, от
хода которых в конечном счете зависит дугогасящая способность
устройства в целом. v. .	- ,	-	-w..	. ,
235
С другой стороны, ход этих процессов при прочих равных ус-
ловиях определяется выделяющейся в дуге мощностью и скоро-
стью размыкания контактов, а также конструктивной формой и
геометрическими параметрами дугогасителя; объемом внутренней
полости камеры и степенью начального заполнения ее маслом, раз-
мерами, формой, числом и взаимным расположением рабочих ка-
налов, в которых происходит гашение дуги, и. др.

Рис. 7-4. Схема основных этапов рабо-
ты дугогасительного устройства с ав-
тодутьем в масле: . а — горение дуги
в замкнутом газопаровом пузыре; б —
истечение газопаровой смеси через об-
ласть гашения дуги; в — наполнение ка-
меры маслом после гашения дуги
Из этого следует, что расчет дугогасительного устройства с мас-
ляным автодуть.ем должен основываться на решении следующих
общих задач:'
а)	расчет мощности и энергии дуги для отдельных моментов
времени ее горения и расчет процесса газообразования;
б)	расчет давления в камере при горении дуги в замкнутом
газопаровом пузыре;
в)	расчет давления в газопаровом пузыре при истечении из
него газопаровой смеси через рабочие каналы;
236--
г)	расчет давления , газопаровой смеси и скорости ее истечения
в зоне интенсивного дутья;	;
д)	расчет восстанавливающейся электрической прочности дуго-
вого промежутка (одного или нескольких) при больших, средних
и малых значениях тока и расчет мощности отключения дуго-
гасителя;
е)	расчет времени гашения дуги при- различных значениях
тока;	' .	„
ж)	расчет расхода масла в камере при одном отключении и
определение необходимого объема внутренней полости камеры;
з)	расчет процесса наполнения камеры маслом после гашения
дуги;	।
и)	расчет на механическую прочность элементов конструкции
камеры.
Решение этих задач ведется в той или иной последовательности
в зависимости от исходных условий для расчета.
7-2. РАСЧЕТ МОЩНОСТИ И ЭНЕРГИИ ДУГИ ОТКЛЮЧЕНИЯ И ПРО-
ЦЕССА ГАЗООБРАЗОВАНИЯ ПРИ ГОРЕНИИ ДУГИ В МАСЛЕ
Потеря мощности в стволе дуги при некоторой его длине 1Я
для момента времени t может быть рассчитана по уравнению
= ^д{д ~ Ец- с(/д*д»	(7*1)
где ия — напряжение на стволе дуги; Ея. ср — средний градиент
напряжения на стволе дуги; 1Д — мгновенное значение тока дуги.
Величина градиента £дх может быть приближенно рассчитана
на основании уравнения статической вольт-амперной характери-
стики
=	(7-2)
где Ах и т — коэффициенты, характеризующие соответственно ин-
тенсивность охлаждения и способ, охлаждения ствола в точке х.
Вообще говоря, показатель степени т может менять значение .
в пределах	В случае интенсивного продольного дутья
в масле при больших значениях тока в первом приближении
можно принять	[135].
Для дугогасительных устройств с автодутьем точный расчет ’
величины градиента в отдельных точках ствола практически не
представляется возможным, так как условия охлаждения, отдель-.1
ных участков могут быть различными. Поэтому в практике при-
нимаются некоторые средние значения градиента, полученные
опытным путем (табл. 7-1).
При расчете новых конструкций дугогасителей оценка вели-
чины среднего градиента должна производиться с возможно бо-
лее точным учетом условий охлаждения ствола дуги в отдельные
моменты времени ее горения и с учетом величины тока. Это
237 •
подтверждается опытами (126], в которых наблюдалось резкое измерз
некие градиента с изменением длины дуги и тока при гашении^
дуги в камерах сложной конструкции (рис. 7-5).	i
Определение длины дуги /д для отдельных моментов времени,!
в общем случае должно производиться на основании заданной!
кривой скорости движения контакта (одного или нескольких)^
с учетом изменения формы и длины ствола дугй за счет действия!
на него электродинамических сил и поперечных потоков газа.1
В случае когда дуга между контактами растягивается в узком!
коаксиальном канале (рис.<|
7-1, в), ее длина для от-|
дельных моментов времени]
может быть рассчитана по!
уравнению	.
Рис. 7-5. Зависимость среднего гради-
ента напряжения на стволе дуги от
длины дуги и тока при .гашении в
камере с продольным автодутьем
(рис. 7-1, в)
=	(7-3)|
0 !|
где vKt — заданная, измени-1
ющаяся во времени скорость!
движения контакта. |
В других, более слож-|
пых случаях изменение дли-.^
ны дуги во времени может |
быть рассчитано по прибли-J
женным . формулам, выве-У
денным па основании обобЛ
щепных опытных данных. 1
Градиент напряжения на дуге,
Таблица 7-1 я
охлаждаемой в масле	<
Условия охлаждения v ствола дуги	£д. ср»	Автор данных
Дуга в газопаровом пузыре при		
больших значениях тока	  .	70—100	—
Дуга в интенсивном продольном по-		
токе газопаровой смеси 		200	Кессельринг (140)
Дуга в атмосфере водорода при ма-		
лых токах (2 а)	 Дуга в масле в поперечном магнит-	400	—
ном поле (поперечное конвективное	420	
охлаждение)			•	-.50,	Г. А. Кукеков
	Д где В в вб/м2	
. Дуга в каналах камеры с попереч-		~ •
ным дутьем при больших токах, при	-в /	Брюс
давлении р, бар	'		55 у р	
		[135)
3
238
Для случая горения дуги в замкпутбМ газбпарбвом пузыре (140)
[ехР - 11 ~v<* (* +	’	<7'4) .
где Vcp — средняя скорость движения контакта, м!сек-, mi — мно-
житель,'учитывающий влияние электродинамических сил, 1/м.
Для камер с относительно большим объемом внутренней по-
лости	0,154-0,25 лг1. Для камер с ограниченным объемом при
отсутствии поперечных потоков газа эта величина может быть еще
меньшей.
При расчете длины дуги в сложной камере для отдельных эта-
пов также может быть использована более простая приближенная
формула [126]
/д< = a-\-bt,	(7-5)
где а — длина дуги в начале рассматриваемого этапа; b — сред-
няя скорость растягивания дуги в пределах, рассматриваемого
этапа, определяемая на основании опытных данных.	-
Входящий в уравнение (7-1) ток дуги 1Л может быть или током
нагрузки, или током короткого замыкания. Мощность дуги в об-
щем случае может быть рассчитана на основании уравнения
АГ(0 = £д.ср/д<1д = ЛГоН0,	(7-6)
где Мо~Ед,ср1т и соответственно энергия дуги, выделяющаяся за
время I,
(7-7)
О'
Это уравнение в случае отключения тока короткого замыкания
может иметь сложный вид, и точное решение его встречает труд-
ности.	.
Наиболее точным является метод графического интегрирова-
ния. Исходными данными при этом должны быть: опытная или
расчетная кривая длины дуги /д<, кривая отключаемого тока и кри-
вая среднего градиента напряжения на дуге £д.Ср как функция
времени.
Полученную интегральную кривую A(t) =Nofi(t) можно ис-
пользовать непосредственно для дальнейшего расчета давления
в камере. Аппроксимация этой кривой во многих случаях позво-
ляет также получить более простую аналитическую формулу для
расчета энергии дуги.
Другой приближенный аналитический метод решения уравне-
ния (7-7) заключается в том, что входящие в уравнение тока дуги
синусоидальную и показательную подынтегральные функции рас-
кладывают в ряд и берут первые члены ряда.
С помощью такого метода Авакян [126] и Ситников [128] по-
лучили приближенные формулы для случая отключения тока
239
короткого замыкания. Одна из таких формул имеет вид [128]: Я
=	<7-з|
где оц — коэффициент затухания тока короткого замыкания. |
При выводе этой формулы длина дуги определялась по урав-|
нению (7-5), в котором принято а = 0.	-I
Процесс газообразования в камере может быть рассчитан на|
основании предварительно найденных зависимостей N(f) илиЛ(/)л
Весовое количество газопаровой смеси, образовавшейся в ка-|
мере за единицу времени, отнесенное к нормальному атмосфера
ному давлению и средней температуре среды, характеризуется!
уравнением	||
G = 8^&- = 8Nt,	(7-9)1
где 6 — весовой коэффициент газообразования, кг/(кет* сек) $
для газопаровой смеси он может быть принят равным б«|
—0,2*10-3 кг/(кет • сек); Nt— мощность дуги, соответствующая^
рассматриваемому моменту времени /, кет.
Объемное количество газопаровой смеси, образовавшейся за|
время t, отнесенное к одной атмосфере давления и температуре|
20° С, может быть рассчитано по уравнению [140]	$
V0=B0Az, /	(7-10)J
где Во=6Оч-8О см3/(кет • сек)—объемный коэффициент газообра-^
зования, приведенный к нормальному атмосферному давлению^
и температуре 20° С.	-	-'х<
Коэффициент газаобразования, приведенный к средней темпер
ратуре нагретого газа, может быть рассчитан по уравнению
B = B*ka,	' (7-11)1
где Т — средняя температура газопаровой смеси, °К; kM — коэф-|
фициент, учитывающий наличие в пузыре, кроме газа, паров|
масла.
В зависимости от величины тока и условий охлаждения дуги|
средняя температура Т может меняться в широких пределах,^
поэтому для различных конструкций при прочих равных условиях!
величина отношения —— ku может быть различной, это видно из!
293	ч
табл. 7-2.	'	. .
При оценке средней температуры Т следует исходить из кон-.?|
кретных условий теплообмена дуги с маслом. В том случае, когда
дуга горит в газовом пузыре, объем которого не ограничивается!
какими-либо стенками, средняя температура газопаровой смеси-J
может иметь значения 800—1000° К.
В случае горения дуги в узких каналах при больших значения^!
тока средняя температура может достигать 2000—2500° С. При!
малых токах температура значительно снижается.	. ЯЦ
240
Таблица 7-2
Относительная температура газопаровой смеси
	Коэффициент газообразо- вания В	Автор данных
Условия гашения дуги		
		
Дуга в замкнутом газопаровом пузыре в выключателе^ простым разрывом ....	5-6	Альтбюргер [134] Кессельринг
Дуга в камере маломасляного выключа- теля 		9,5	
Дуга в камере с дополнительным прину- дительным дутьем				4,0	[140J ASEA
Дуга в камере с поперечным дутьем . . .	г-Ю,0	цзз] Брюс
	1	(135]
Весовое количество масла, испарившегося за время может
быть рассчитано по уравнению
?м(=М(.	(7-12)
где в первом приближении можно принять 61^6 (см. уравнение
(7-9)].
Соотношение между б и Во характеризуется уравнением
6 = Wi B	(7-13)
2931?	'
где pt — нормальное атмосферное давление; R — газовая посто-
янная.
7-3. РАСЧЕТ ДАВЛЕНИЯ В КАМЕРЕ ПРИ ЗАМКНУТОМ
ГАЗОПАРОВОМ ПУЗЫРЕ
В случае горения дуги в замкнутом газопаровом пузыре
(рис. 7-4, а) расчет давления производится на основании общего
исходного уравнения
G^ = d(V/Y/),	(7-14)
где Gt — интенсивность „газообразования в момент времени t,
кг/сек-, Vt — изменяющийся объем газопарового пузыря, ле3;
у< — плотность газопаровой смеси в момент времени t, кг/м3. .
Из уравнения (7-14) можно получить
	• t'
На основании этого исходного уравнения предложены прибли-
женные методы расчета изменения давления [127, 128, 139].
9 г. А. Кукеков	241
Принимая в первом приближении изменение состояния газопаЖ
ровой смеси при постоянной температуре (изотермическое сжа-Ц
тие), можно написать уравнение для расчета давления:
' '*1
f Gtdi
pt^tRT = RTj>	(7-16)|
Vi	’	-1
где R— газовая постоянная. Для газопаровой смеси /?~20 м)гр ад Л
Согласно уравнению (7-9), .	1
г г	> 1
I Gtdt = 8 f N'dt = 6Л/,	• (7-17)1
b	о	*
поэтому окончательно	3
pt = RT8AtiVt.	(7-l&)|
Объем газопарового пузыря Vt в общем случае может быть J
рассчитан по уравнению (применительно к схеме рис. 7-4, а)
i	t	• .	1
V, = FK J vKdt + 6Л, + (F — FK) J t^dt + Vo (Po/P/).	(7-19)1
о	о	- -|
В этом уравнении приняты следующие обозначения: FK — пло-|
щадь сечения контактного стержня (по всей длине сечение стержня |
считаем неизменным); vK — скорость движения контакта (или|
суммарная скорость одновременно размыкаемых контактов);.!
F — наименьшее сечение горловины камеры; Vo — начальный J
объем буферного пространства; 6Л< — весовое количество испа-4
рившегося в камере масла за время I.	‘
Обычно объем буферного пространства невелик и роль его
сказывается только в начале процесса. Поэтому в дальнейшем |
примем	j
Vo - const.	(7-20)
j
Если считать режим истечения масла установившимся, то
объемный расход масла за время t через единицу площади сече- $
пия канала может быть рассчитан на основании уравнения Бер-1
нулйи	|
\wKdt = ^V^\Vptdt,	(7-21)1
о	о
где £'=981 см/сек2; ум— плотность масла, кг/см3; wM — скорость s
истечения масла, см!сек; <р — коэффициент истечения.	.	.
pjyt = Pihi — RT == const, Yi — fi/B,
При изотермическом сжатии р</у1=р1/у1=Т?Г=соп81; yi=8/B, \
где pi — нормальное атмосферное давление, бар. Из этого еле-
дует, что	I
6 = Bp^FT).	(7-22) J
242	J
Таким образом, уравнение (7-16) приводится к виду [139]
• FKfvKdi+'M/^(F-FK)g>l/^l-{Vptdi \V0
ь	V ?м о
Расчет давления по этому уравнению можно вести численным
методом, например методом последовательных интервалов. Для
такого расчета необходимы исходные данные: At=f(t);  vK—fi(t);
В, FK, Гиб..
Уравнение можно решить и приближенно [139], в первом при-
ближении принимаются:
vK = b = const; аум = <р 1 /	— const; Гд. ср = const.
Кроме того, энергия дуги, выделяющаяся за полное число пе-
риодов п ее горения, рассчитывается по уравнению -
л/со
f / sin ©/Л = —Ед.ср/тпЛ	(7-24)
О	,
где Ni — blaEK.(.vIm — выделяющаяся в дуге мощность; п — число
полупериодов горения дуги; ti=л/® = 0,01 сек — длительность од-
ного полупериода. Тогда для конца каждого n-го полупериода
уравнение (7-23) принимает вид:
Pin
______________BptNini!______________
+	+	tf^-Bp^F-F*)* n/x+Vo
г M
(7-25)
Второе приближение может быть получено, если в знаменателе
правой части уравнения (7-23) расход масла определить исходя
из найденных по уравнению (7-25) значений давления рщ.
.Кроме этих уравнений, для расчета давления pt в замкнутом
пузыре (первый этап гашения) может быть использована полу-
эмпирическая формула Авакяна [126]
о _____i	—
—pVBAt\{F-FK)VAtdt -I Vo
J	b
(7-26)
где с =1500 — поетояпный коэффициент; F—FK — кольцевое сече-
ние выходного отверстия, см2; At—f(t) энергия дуги, кет-сек;
В — коэффициент газообразования, см3/(кет • сек); Ко — началь-
ный объем, см3.
Решение этого уравнения может быть выполнено методом по-
следовательных приближений. Путем введения ряда упрощений
данное уравнение может быть приведено к более простому виду
[127]
%ВЕд. сР7
по (F — Гй) J
(7-27)
243
Здесь b — средняя скорость движения контакта, см/сек- Ед.ср А|
средний градиент напряжения на стволе дуги, в!см-, 1т — амплй-1
туда тока, ка. Остальные обозначения те же, что и в уравнений
(7-26).	_|
Если выходное отверстие камеры в течение первого этапа гашеЗ
ния частично контактом не закрыто, а только заполнено маслом!
(например, рис. 7-1, в), в приведенных выше уравнениях для рас-|
чета давления pt следует считать Ек=0. В этом случае продолжи-|
тёльность первого этапа (горение дуги в замкнутом пузыре)^
ориентировочно может быть рассчитана по уравнению
t = 1/ °>5Lof2Tm
01 г ®ВЕд. Cp/mfcg ’
где £0 — приведенная длина канала, из которого удаляется масло|
в течение первого этапа гашения; F — сечение отверстия; Ь — сред-|
няя скорость движения контакта в начальной части его хода. |
По выходе контакта из горловины или выбросе масла (случай!
Fk=0) из канала начинается второй этап работы камеры — исте-|
чение газопаровой смеси из области газопарового пузыря.
7-4. РАСЧЕТ ДАВЛЕНИЯ В КАМЕРЕ ПРИ ИСТЕЧЕНИИ ИЗ НЁЕ |
ГАЗОПАРОВОЙ СМЕСИ
Истечение газопаровой смеси из камеры
хлопных отверстий (см. рис. 7-4, б) имеет
рактер.
В каналах камеры, где горит дуга, при
токов происходит затормаживание потока газа за счет так назы-1
ваемого термодинамического эффекта.
В периоды наибольшего затормаживания (при амплитуде тока) |
создаются более благоприятные условия для истечения масла как |
несжимаемой среды. Газовый канал при этом суживается (за счет|
частичного заполнения его маслом), и в канале образуется масля-d
ная пробка. Истечение газа почти прекращается, благодаря чему
в камере происходит резкое повышение давления и последующий $
за этим выброс образовавшейся в канале масляной пробки. Сле- ;]
дующий цикл истечения повторяется подобно предыдущему. Та- J
после открытия вы-
весьма сложный ха-
отключении больших 1
ким образом, при отключении больших токов истечение газопаро- 3
вой смеси через рабочие каналы, в которых горит дуга, может 1
носить прерывистый, неустойчивый характер. При этом в камере
наблюдается колебание давления с достаточно большой частотой,
что хорошо подтверждается опытами.
Количественный учет в рассматриваемом процессе всего комп-
лекса явлений встречает пока еще большие трудности, поэтому
в методику расчета рассматриваемого процесса обычно [126, 128,
139] вносится ряд упрощений, которые в основном сводятся к сле-
дующему,

244
1.	Принимается, что с момента открытая отверстия'при любых
значениях тока дуги происходит квазистационарное изоэнтропи-
ческое истечение газопаровой смеси при критическом режиме.
2.	Термодинамический эффект или не учитывается вовсе, или
учитывается путем умножения критической скорости истечения
на некоторый’коэффициент, меньший единицы.
3.	В процессе истечения газопаровой смеси объем масла в ка-
мере не меняется?.
4.	Через отверстие происходит истечение только газопаровой
смеси, т. е. расход масла из камеры отсутствует.
Исходя из условия 3, расчет давления в камере (в газопаро-
вом пузыре) можно выполнить на основании общего уравнения
=	~ °а.	/7.29)
dt VH
где 01 — интенсивность газообразования в момент времени ti,
кг/сек; G2— расход газопаровой смеси в момент времени t2, кг/сек",
VH — начальный объем газопарового пузыря (при ^2=0), см3.
Принимая, как и раньше, изотермическое изменение состояния
газа в камере, получим
^=~(Gi-G2)-	(7-30)
at Уд
Согласно уравнению (7-22); величина -
01 = б^ = ^^,	(7-31)
где Nt — мощность дуги в момент времени t.
Расход газопаровой смеси может быть рассчитан на основании
общего уравнения	.
’ Gz = WKplF,	'	(7-32)
где у1 — плотность газа в критическом сечении канала, кг/см3;
скр1 — критическая скорость истечения, см/сек-, F — приведенное .
критическое сечение канала, см2.
Используем известные соотношения [125]:
где ct — скорость звука, отнесенная к параметрам газопаровой
смеси в камере.
2^5
Таким образом, из (7-32) получим	,
(ИпГ /Л ^F “	=
(7-33)

где
“=(^Г/Ж^	<7-М
Численная величина газовой постоянной для газопаровой сумеем".
может составлять /?~20 м[град.
Значение температуры газопаровой смеси в камере в завися-’
мости от конструкции камеры может находиться в пределах ?
8004-2500° К.	I
Как показали опыты, в камерах с поперечным автодутьем]
в масле при токах 5—25 ка [135] величина а меньше рассчитанной |
по уравнению (7-34). Расхождение связано, очевидно, с влиянием.^
термодинамического эффекта, снижающего скорость истечения.
Анализ других опытных данных показывает, что расчет целе-'|
сообразно вести по формуле ар=т2а, где т2=0,34-0,5— коэффи-j
циент, учитывающий влияние термодинамического эффекта. j
Приняв во внимание (7-31) и (7-33), уравнение (7-30) можно
привести к виду:
’	^ = о.	(7-35)':
at Ин	Ун
Такой вид уравнения приводится в ряде работ [128, 139].	'
В общем случае, если Nt является сложной функцией времени, '
полное решение урайтения, (7-35) можно получить тем или иным *
приближенным методом, например:	i
а)	численным методом последовательных интервалов, на осно- .»
вании заданной зависимости (в виде кривой) Nt—f(t) и других j
исходных, входящих в (7-35) параметров системы, а также на- ?
чальной величины давления в камере рн в момент открытия от-
верстия (/г=0);
б)	приближенным аналитическим методом, основанным на том, ••
что в аналитическое выражение мощности дуги Nt вносятся воз- |
можные для отдельных частных случаев упрощения.
Ниже приводятся некоторые расчетные формулы, полученные
приближенным аналитическим методом.	;
1. В процессе истечения напряжение на дуге и действующее i
значение тока остаются, неизменными, т. е. Wt = f4iB=W=const. 1
В этом случае полное решение уравнения (7-35) имеет вид:	3
Г 1 - ехр (-	+ рк. „ ехр (- Л. (7-36) J
<ХрГ [	\ Ин ]	\ V и J	к
В этом уравнении рк.н — давление в камере в момент начала •
истечения .газопаровой смеси. Отношение V^/tapF) представляет ;
собой так называемую газодинамическую постоянную времени, <
246	•	’
Случай, когда ATt= |l/n7msin со/|, при этом 7/д=const; 1т—
=const и уравнение (7-35) принимает вид:
-^ + рЛ —е sin	(7-37)
где 0=apF/Vii, 1/сек;	кгсЦсм2-сек).
Для случая, когда начало истечения и начало полупериода
тока дуги совпадают, полное решение уравнения (7-37) для пер-
вого полупериода горения дуги имеет вид:	<
Ра = (рн + ~2gt° й exp (— 00 +
Н---—— (— sin со/ — cos со/"),	(7-38)
1 р + со	у v 7
где ри — давление в камере в момент начала .истечения; со — угло-
вая.частота переменного тока.
При положительном знаке напряжения на дуге (которое мы -
принимаем) в уравнении мощности дуги для всех полупериодов
тока дуги изменение угла должно находиться в пределах
О^со/^л.	х
Исходя из этого, для рассматриваемого случая уравнение
(7-37) можно привести к виду, позволяющему рассчитать измене-
ние давления в пределах любого n-го полупериода тока дуги:
Рт = (Рон + а) ехр {— 0	| +
+ а I — sin со — (w~ Ojt j 1 Cos © [/— (»—	,	(7.39)
(со [	J J I “1
где a=ew/(02+o2); рон — давление в камере в начале рассматри-
ваемого полупериода.
Из (7-39) получаем уравнение для расчета давления в конце
любого n-го полупериода горения дуги при некотором начальном
давлении в камере /?н:
Л—1
Рп = (Рн + д)ехр [— 0 -g-] + а + д exp
»(рн + д) exp (—	+ a. (7-40).
Из уравнения (7-40) следует, что в случае стабильного горе-
ния дуги в газогенерирующей части камеры (при большом числе
полупериодов горения дуги) величина давления в этой части ка:
меры в конце каждого полупериода тока может быть рассчитана
по уравнению	'	
р ~а = —^-—.	(7-41)
и°°	(02 + со2)	'
247
Для этого же случая (UnIm—const), но с учетом угла фазы!
образования дуги Т, на основании обработки полуэмпирическом
формулы Авакяна была выведена расчетная формула [126], имеюЦ
щая вид:	1
п = 0 76 ( сР^т^° fl_______2 sin 2 (<о/ У) I (7-42 н
00	’ \ cF / L 3	<о(	]‘	' J]
В этом уравнении 1о — длина дуги в пределах газогенерирую-g
щей части камеры, см; с — постоянный коэффициент, равный 1500.1
Все приведенные выше уравнения относятся к случаю, когда|
сечение отверстия неизменно, т. е. F=const.	£
Когда в процессе истечения суммарное сечение отверстия ме-:1
няется, расчет по вышеприведенным уравнениям следует вссти|
исходя из заданной зависимости F=f(t) =var, которая в каждом^
отдельном случае определяется конструктивными факторами и|
скоростью движения контактов. При этом наиболее рациональным'^
является численный метод расчета, например метод последова-з
тельных интервалов.	|
Для камер, у которых в процессе истечения отверстия откры-3
ваются одно за другим в определенной последовательности и с пе-|
которыми определенными интервалами времени, расчет необходимо!
вести по этапам, причем можно допустить, что каждое из отвер-*
стий в определенный момент времени открывается мгновенно. Та-;?
кой метод можно применить для расчета камер с поперечным!
. дутьем. •	|
Когда существенно важным является расчет изменения давле- *
'ния в камере при истечении газопаровой смеси после полного по- i
гасания дуги, то в исходном уравнении (7-35) м^цность дуги f
Nt должна быть принята равной нулю. Кроме того, в этом урав- |
нении должно быть принято во внимание влияние конденсации |
паров масла в газопаровом пузыре. Исходное уравнение при этом |
имеет следующий вид:	h
+	(7-43)1
dt V ц	#
где g— коэффициент, учитывающий конденсацию паров масла.
Полное решение этого уравнения имеет вид:	|
Pt = Рт ехр (—	,	(7-44)1
\ УН /
где ркп — давление в камере в конце последнего полупериода, on-
ределяемое из уравнения (7-40) или (7-41); (3—время, отсчиты-g
ваемое от момента погасания дуги.	1
В зоне гашения дуги (зона, где ствол дуги подвергается наи-. з
более интенсивному охлаждению) давление зависит от конструк-
ции камеры и от расположения в пей контактов во время гашения .1
дуги.	.
В камерах с внутренним расположением контактов (см..Ц
рис. 7-1, в) давление в зоне гашения дуги равно полному давле-
нию pt, рассчитанному по уравнению (7-44).	. Ji
В камерах, у которых гашение дуги происходит в канале после
выхода из него подвижного контакта (см..рис. 7-1, а), давление
в зоне гашения ниже, чем давление внутри камеры, и составляет
примерно величину
plf = 0,53 -> 0,8.	•	(7-45)
7-5. РАСЧЕТ ВОССТАНАВЛИВАЮЩЕЙСЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ
• ПРОЧНОСТИ ДУГОВОГО ПРОМЕЖУТКА
В камерах масляных выключателей процесс повторного зажи-
гания дуги обладает той особенностью, что в нем в большей сте-
пени, чем при гашении дуги в потоке 'сжатого воздуха, прояв-
ляется тепловой гистерезис остаточного ствола и связанная, с ним
остаточная электрическая проводимость промежутка [141].
Как известно, в этом случае механизм повторного зажигания
дуги связан с так называемым тепловым пробоем междуконтакт-
ного промежутка под воздействием восстанавливающегося напря-
жения (см. § 5-3).
В отличие от систем продольного воздушного дутья, в дугога-
сителях масляных выключателей процессы гашения дуги при пе-
реходе тока через пуль могут протекать значительно сложнее, ’
в этих процессах может быть влияние многих факторов, исследо-
вание и количественный учет которых не представляется возмож-'
ным., Поэтому ввиду отсутствия достаточных экспериментальных
данных и теоретических разработок, охватывающих весь комплекс
явлений и процессов в околонулевой области гашения дуги, при
расчете этих процессов исходят из условия электрического пробоя
междуконтактного промежутка в газе при имеющемся составе
газа, его давлении и температуре.
Таким.образом, оценка условий для повторного пробоя между-
контактного промежутка в камере в конце какого-либо полупе-
риода гашения дуги производится на основании расчета изменяю-
щейся во времени электрической прочности данного промежутка
Ud=f(s, pt, Т) и последующего сопоставления U& с восстанавли-
вающимся напряжением 17Z для отдельных моментов времени
после перехода тока через нуль.
Приближенный расчет электрической прочности промежутка
в газе может быть произведен на основании общего уравнения
ил=ирТ0/Т{,	(7-46)
где ир — электрическая прочность промежутка при некоторой аб-
солютном давлении pt и нормальной, температуре 7о=ЗОО°К;'.
Tt— изменяющаяся во времени температура ствола дуги.
В настоящее время нет достаточных опытных данных, позво-
ляющих непосредственно оценить электрическую прочность газа
остаточного ствола дуги, охлаждаемого в потоке газопаровой
смеси. Поэтому при определении величины электрической проч-
ности газоцаровой смеси можно исходить^, например, из электри-
ческой прочности водорода, внося при этом соответствующую
249
поправку, которая учитывает присутствие в газе атомного угле!
рода, возможность образования углеводородов, а также паличи|
непосредственно у поверхности ствола паров масла.	S
Некоторое обобщение имеющихся теоретических и опытных данй
ных [138, 136, 137] по электрической прочности воздуха, водородай
других газов дает основание в первом приближении для рассмат]
риваемого случая представить зависимость Up=f(pi, s) уравпе^
нием	j
t/p^37(pzs)0’45, кв,	(7-47|
где $—-длина промежутка, см; pt — абсолютное давление в зоне!
промежутка, определяемое уравнением (7-40).	'1
Согласно [142], в водороде, у которого предельная электриче-1
ская прочность ниже, чем у воздуха, скорость восстановления её!
после обесточивания дуги относительно высока. Через 2 мксекл
электрическая прочность водорода составляет около 13% от njfe-'g
дельного значения, это примерно соответствует электрической 1
прочности элегаза. С течением времени, через 10 мксек, электри-1
ческая прочность водорода становится равной прочности воздуха, |
затем опа уменьшается и становится ниже последней. Причинами!
высокой начальной прочности водорода, возможно, являются вы-|
сокая подвижность молекул, т. е. относительно высокая восприим-|
чивость плазмы остаточного ствола к турбулентному воздействию!
потока газа, и высокая теплопроводность водорода. Этим объяс-1
няется способность масляных выключателей отключать значи-1
тельные токи короткого замыкания при высокой начальной ско- $
рости восстановления напряжения. В приведенных ниже выводах ss
рости восстановления напряжения. В приведенных ниже выводах
эта начальная электрическая прочность пе учитывается, а прини-
мается как некоторый запас, который может быть
ных результатах.
Изменение температуры Tt при интенсивном конвективном
охлаждении остаточного ствола можно в первом приближении
представить уравнением
4-') + 7’сГ1—ехр
учтен в конеч-
Т t — ^ХР
1
(7-48) 1
t
В этом-уравнении t — время, отсчитываемое от конца полу-
периода тока дуги; 7'н=3500°К — максимальная начальная темпе-
ратура; — температура окружающей- среды (потока газопаро-
вой смеси); т — тепловая постоянная времени, т = сруг/.(2/г), где
гр — удельная теплоемкость газа остаточного ствола (при постоян-
ном давлении); у — плотность газа; г — радиус остаточного
ствола; k — обобщенный коэффициент теплоотдачи.
Величина т зависит от давления газа,
температуры, которые в свою очередь во
дуги и конструкции камеры.
В случае гашения дуги в камере с интенсивным масляным
дутьем при больших токах величина т может быть принята рав-
ной {135, 143 и др.] т==2-10~4 сек. Как показывают опыты, с умень-

степени конвекции и от
многом зависят от тока
250
щением тока (от 5000 а и ниже) она увеличивается и при токе по-
рядка 1000 а может достигать 5 • 10~4 сек.
Приняв во внимание уравнение (7-48), получим уравнение для
расчета Ud'.
U d =-----------------------------UD.	(7-49)
Тнехр (—//т)Тс[1—ехр (—f/т)]	₽
Для грубых ориентировочных расчетов уравнение (7-49) можно
упростить, положив Тс = 0, тогда будем иметь
Ud = ^-Cxp(--L)Up.	(7-50)
» н \	/
В уравнении (7-48) для малых промежутков времени t, в тече-
ние которых происходит восстановление электрической прочности,
давление pi может быть принято неизменным. Для конца каждого
п-го полупериода оно может быть рассчитано па основании урав-
нения (7-44) при Z3—>-0, т. е.
Pt ~ Ркп>
(7-51)
где Ркп — давление в камере в конце n-го полупериода.
На основании полученных уравнений- можно найти соответ-
ствующее данному промежутку s и давлению pt верхнее предель-
ное значение напряжения отключаемой цепи. Для этого нужно
исходить из основного соотношения
1^1. ! >kmU2m,	(7-52)
‘	2f0
где f0 — частота собственных колебаний отключаемой цепи;
Uzm — амплитуда восстанавливающегося напряжения; km — коэф-
фициент, которым учитывается неодинаковый характер хода кри-
вых Ud=f(f) и t/z=fi(Z).
В первом приближении можно считать Лте«(1,57 ka — 0,57)jka,
где l^fea^2 — коэффициент превышения амплитуды восстанав-
ливающегося напряжения.
Величина Uzm может быть рассчитана по известному урав-
нению
U!m = ka - 0,866 V2Un = 1,12kaUn,	(7-53)
где Un.— допустимая для рассматриваемого устройства величина
линейного напряжения отключаемой цепи, кв.
На основании уравнений (7-52) и (7-53) получим
То
Ур 
"еХР ( 2/от
/	1 м	• (7’54)
1— ехр (-----— ) 0,7(2,72*а—1)
\ 2/оТ / J
С
t/ <	ехр (—------------------
' Гн • \ 2/от )0,7(2,72*а—1)
(7-55)
251
Из этих уравнений, видно, что величина зависит от частоты!
собственных колебаний отключаемой цепи. Однако опытами устаЗ
новлено {130, 144], что при гашении дуги в современных дугогаси||
телях с масляным автодутьем такая зависимость наблюдается!
тольког в случае отключения малых токов (меньше 200 а). При!
отключении больших токов вследствие влияния остаточной прово-|
димости величина U:l от частоты не зависит для широкого диапа-|
зона частот (fo>2OOO гц). Поэтому при больших токах в уравне-j
ниях (7-54) и (7-55) можно принять /о=2000 гц; /=1/(2 fo)==|
=2,5- 10“4сек. Тогда при принятых ранее т=2*10-4сек, То=ЗОО°К|
и Тн=3500°К приближенное уравнение (7-55) для расчета можно|
привести к более простому виду:
тт	0,43 т г	0,43 г \0.45
(Л =------!-----с/о =------------37 (p.s)	кв,
л 2,756а — 1 р 2,75£а —1
<s
или
t4 = Ba(p,S)0’45.
' (7-56)]
(7-57)|
где	1
= 16/(2,75^-1).	$
Пример. Найти наибольшее допустимое линейное напряжение отключаемо)0! $
цепи для промежутка 5=5 см при абсолютном давлении в нем р<=20 бар^
и коэффициенте амплитуды ka = 1,5.	1
Для pts = 100 бар-см по уравнению (7-47)	,	.
37 (p/s)0,45 = 37 (1ОО)0’45 292 кв.	’Й
По уравнению (7-56)	'•«
3
Уравнение (7-57) позволяет производить также и ряд других %
ориентировочных расчетов. Например, при постоянной скорости ;|
движения Контакта y = s//2=const может быть рассчитана мини-?
мальная, величина промежутка при заданном давлении t и линей- |
ном напряжении ия	|
' - 5мин = 4-(ткУ’22’	(7-58) |
Pt \ 2>а /	<;
а также минимальное время горения дуги для периода истечения
при заданных pt и v	j;
^„ин = -^г(-^)2,22, сек	(7-59)/
и соответствующее ему максимальное время горения дуги	;
^2 макс — ^2 мия "Ь А^2>	(7-60) j
где Д(2=0.01 сек — добавочное время, которым учитывается несо- 1
ответствие момента начала процесса гашения (второй этап) с пе- 3
реходом тока через нуль.
252
При выборе скорости v нужно исходить из соображений, изло-
женных в § 7-3 и 11-1.	•
В приводных механизмах современных масляных выключате-
лей может быть достигнута скорость не более м/сек.
Из уравнения (7-58), .можно найти также величину среднего
градиента гашения дуги
ия №
^гаш — s ~ &а „о.55 '	(7’61)
Не приводя дальнейших элементарных выводов, можно видеть, ,
что с увеличением числа разрывов при прочих равных условиях
градиент гашения увеличивается в (п°>45) раз, где п — число одно-
временно образующихся промежутков.	v
7-6. ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА ПРОЦЕССА НАПОЛНЕНИЯ
J КАМЕРЫ МАСЛОМ ПОСЛЕ ГАШЕНИЯ ДУГИ
После полного погасания дуги вследствие разности давлений
внутри и вне камеры в течение некоторого времени будет продол-
жаться истечение газопаровой смеси через горловину камеры и
связанное с этим спадание давления, характеризуемое уравнением
(7-44). Этот процесс может продолжаться до тех пор, пока дав-
ление в камере не упадет до значения (см. рис. 7-4, в)
рк = (г0 —гх)ум)	•	(7-62)
после чего начнется выход оставшейся газопаровой смеси через
верхнее отверстие f и заполнение камеры маслом через горло-
вину F за счет разности уровней масла z0—zi.
Таким образом, полное время подготовки к последующему от-
ключению (полное время заполнения) в общем случае должно
складываться из двух составляющих: /зап=/в+й, где ta — время
спадания давления внутри камеры; tb— время заполнения камеры
маслом. Время ta с ранее принятыми допущениями в первом при-
ближении может быть рассчитано исходя из уравнения (7-44) при
начальных условиях: /=0, pt=pa, Vt — VB; t=ta, pt=PK=zoyM,
ta = In -^2- ,	. (7-63)
&F Pk	v /
где рн — начальное давление в камере; VR — начальный объем,
занимаемый газопаровой смесью; F — сечение горловины камеры;
£ — коэффициент, учитывающий конденсацию паров масла; а —по-
стоянная, определяемая из уравнения (7-34).
Отрезок времени tb, если учесть подкритический режим истече-
ния, может быть приближенно рассчитан по уравнению
253
где f — сечение выходного отверстия; kQ — коэффициент сопротив^
лепия; R — газовая постоянная для газопаровой смеси; 7\— сРеД“Ж|
няя температура газопаровой смеси.	Ш
Из приведенных уравнений видно, что время заполнениям
в сильной степени зависит от сечения отверстий f и F и от началь- W
ного объема.
После отключения камерой большой мощности, если сечениеЦ
мало, время заполнения может оказаться настолько большим,;^
что данное устройство не сможет работать в цикле быстродейст- О
вующего АПВ. Поэтому в таких случаях появляется необходи- -Я
мость применения принудительного заполнения камеры маслом Ц
с помощью встроенных гидравлических устройств. В некоторых Я
случаях функцию принудительного заполнения выполняет меха- ||
низм принудительного масляного дутья (например, изображенный 11
на рис. 7-3).	с .1
7-7. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА КАМЕР С МАСЛЯНЫМ АВТО- |
ДУТЬЕМ
В практике проектирования в зависимости от постановки ?а-
дачи могут встретиться два основных случая расчета.
1. Для камеры с известными размерами всех ее элементов. |
при заданной скорости движения подвижных (одного или несколь-
ких) контактов рассчитать: предельно допустимое линейное напря-’
жение, предельный ток отключения, предельную мощность отклю- 1
чения при ближайшем к предельному стандартном линейном на- g
пряжении, а также полное время гашения дуги. Как видно, этот 1
случай относится к поверочному расчету имеющейся конструкции
камеры.	J
2. Для заданной конструктивной схемы камеры при заданных
мощности отключения, линейном напряжении, времени гашения
дуги рассчитать: число разрывов, геометрические размеры и взаим-
ное расположение основных элементов камеры и характеристику
скорости подвижного контакта (или контактов).
Для каждого из этих двух случаев может быть рекомендована
соответствующая последовательность элементов расчета.
Первый случай расчета (поверочный расчет). В этом
случае производят:
а)	расчет максимально допустимого давления внутри камеры
на основании известных характеристик материалов и размеров
камеры;
б)	расчет времени горения дуги и длины дуги в замкнутом
пузыре (первый этап гашения);
в)	расчет предельного тока отключения по данным, получен-
ным в^пп. «а» и «б», исходя из заданных.геометрических размеров
каналов и контактных частей;	,
- г) расчет выделяющейся в дуге энергии для последующего
второго этапа горения;
д)	расчет давления в газопаровом пузыре после начала исте-
чения газопаровой смеси;

254
1
е)	расчет давления в зоне гашения дуги (в зоне интенсивного
охлаждения при больших токах и по всей длине дуги при малых
токах) при истечении газопаро.вой смеси для трех значений
тока;
ж)	расчет предельного линейного напряжения ил для случая
отключения малых токов;
з)	расчет длины промежутка для предельного тока отключе-
ния па основании полученной в п. «ж» величины напряжения Ua;
и)	расчет предельной отключаемой мощности камеры при
стандартном, ближайшем к расчетному линейном напряжении;
к)	расчет полного времени гашения дуги при отключении
средних и малых токов;
л)	расчет времени заполнения камеры маслом после гашения
дуги;
м), уточненный поверочный расчет деталей камеры на механи-
ческую прочность.
Второй случай расчета. В данном случае расчет оказы-
вается более трудоемким, так как некоторые параметры и харак-
теристики .приходится определять методом последовательных при-
ближений с одновременным уточнением конструкции отдельных
узлов камеры.
Расчет можно вести в следующем порядке:
а)	определение времени ti горения дуги в замкнутом газопаро-
вом пузыре (первая стадия гашения) по выбранной ориентиро-
вочно величине газогенерирующего промежутка (промежуток, в ко-
тором дуга горит с момента размыкания контактов до момента
начала истечения газопаровой смеси) и по заданной характери-
стике скорости Vn движения контакта в этой части камеры;
б)	расчет энергии дуги для первой стадии гашения по задан-
ной величине • предельного тока отключения и данным, получен-
ным в п. «а».
в)	определение сечения отверстий для выхода масла и объема
газопарового пузыря Vu, образовавшегося в камере за время пер-
вой стадии гашения ti, по принятой ориентировочно величине до-
пустимого максимального давления в камере и по найденной ве-
личине энергии;
г)	определение произведения pts для предельного тока отклю-
чения по заданной величине линейного напряжения U„ и коэффи-
циенту амплитуды восстанавливающегося напряжения;
д)	расчет величины суммарного промежутка s и соответствую-
щего ей давления pi по заданному отрезку времени г2 (вторая ста-
дия гашения) и заданной скорости vt2;	.	.
е)	определение полного сечения выхлопных отверстий по из-
вестным рк, pt, Vh и t2 для случая отключения предельного тока;
ж)	определение расхода масла в камере за одно отключение
предельного тока, внутреннего объема камеры и степени предва-
рительного заполнения его маслом;
з)	расчет величины промежутков и времени гашения дуги для
случаев отключения средних и малых токов;
255
и)	определение времени заполнения камеры маслом после?
гашения дуги;
к)	эскизная конструктивная компоновка камеры;	|
л)	уточненный поверочный расчет камеры (аналогично перЗ
ному случаю расчета);	Л
м) поверочный расчет деталей камеры на механическую проч-^
ность.	'
Надо заметить, то в ряде случаев из-за конструктивных осо-1
бенностей камеры последовательность расчета может отличаться!
от приведенной выше.	|
Глава восьмая
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВ АВТОГАЗОВЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
I
8-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ГАШЕНИЯ ДУГИ ,
В АВТОГАЗОВОМ ДУГОГАСИТЕЛЕ. КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ =|
В дугогасительных устройствах автогазовых выключателей га-4
шепие дуги происходит в потоке газа, образующегося в результате я
разложения твердого газогенерирующего материала под дей- 4
ствием дуги. Такое устройство конструктивно представляет собой |
камеру, у которой стенки и детали, образующие дугогасительные д
каналы, изготовлены из твердого изоляционного газогенерирую- J
щего материала. •	|
При тепловом коцуакте дуги со стенками каналов происходит .3
интенсивное газообразование, при соответствующих конфигура- '1
ции и размерах каналов могут быть созданы необходимые условия
для гашения дуги — высокое давление и большая скорость исте-
чения газа в зоне гашения.	|
Таблица 8-1
Сравнительные данные о газообразных продуктах разложения	Д
твердых газогенерирующих материалов	J
Состав газов	Фибра красная		Мочеви но-форма льдегид- ная смола		Полиметакрилова$1 смола	
	СМ3	%	см3	%	еле3	%
со2	70,32	5,29	125,13	7,90	105,82	5,07
со	682,5	51,34	584,88	35,03	955,64	47,71
Н2	468,43 -	35,24	294,15	18,58	587,35	27,18
Н2О	108,07	8,13	609,32	38,49	418,3	20,04
Всего:	1329,32	100 .	1613,48	100	2067,11	100
256
В качестве газогенерирующего материала применяются: вулка-
низирования фибра, мочевино-формальдегидныр смолы и органи-
ческое стекло (полиметилметакрилат). Данные о газогенерирую-
щей способности указанных материалов и о газообразных продук-
тах их разложения приведены в табл. 8-1.
~~~|	’ Одним из существенных свойств, ха-
q	р актеризующих пригодность этих мате-
риалов для дугогашения, является от-
Рис. 8-1. Автогазовое
дугогасительное уст-
ройство со щелевым
каналом кольцевого
сечения
сутствие склонности к нежелательному
копотеобразованию на поверхности под
действием высокой температуры дуги.
В этом отношении лучшими характери-
стиками обладают' вулканизированная
фибра и органическое стекло.
Рис. 8-2. Дугогасительное устройство с авто-
газовым поперечным дутьем
Вообще копотеобразование может быть снижено за счет добав-
ки к пресс-порошку данного материала (например, органического
стекла) некоторого количества борной кислоты.
Устройство со щелевым каналом (рис. 8-1) состоит из метал-
лического корпуса-резервуара 1, в верхней части которого уста-
новлен неподвижный розеточный контакт 2 и одним концом за-
креплен длинный стержень из газогенерирующего материала 4,
образующий в газогенерирующей трубке 3 узкий длинный канал
257
кольцевого сечения. На некотором расстоянии от верхнего среза]!
в трубке имеется боковое выхлопное отверстие 5. При отключе-lS
пии полый ^контактный стержень 6 перемещается вниз, вытягивая!
Дугу в узком кольцевом канале. При этом вследствие интенсив-!
ногб газообразования давление внутри камеры повышается до!
тех пор, пока перемещающийся вниз контакт не откроет бокового!
выхлопного отверстия, после чего начнется интенсивное истечение!
газа в зоне дуги, обеспечивающее ее гашение.
В процессе горения дуги в резервуаре образуется запас сжа-Ц
того газа, используемый после открытия выхлопного отверстия!
для поддержания интенсивного дутья во время перехода тока|
дуги через нуль (когда мощность дуги равна пулю и условий для!
образования газа .нет).	1
Опыты показывают [146], что гашение дуги в описываемых^
устройствах достигается только в том случае, если избыточное!
давление в камере к моменту открытия дутьевого отверстия пре<|
высит Некоторую минимальную критическую величину. Оно nej
должно быть меньше 2 бар (отключаемый ток 500 а).	|
Замедление выхода газа в отверстие, вызванное наличием!
около выхлопного отверстия деталей глушителя (например, в виде|
плоскости, расположенной перпендикулярно к направлению по-‘|
тока), может существенно снизить дугогасящую способность.
Дугогасительное устройство а'втогазового выключателя типа|
ВГ-10 [145], изображенное на рис. 8-2, представляет собой пло-|
скую камеру, в которой стенки и перегородки, выполненные -из 1
органического стекла, образуют боковой буферный объем 1 и|
узкие дугогасительные каналы 7 и 5. В верхней части камеры|
расположен сдвоенньц! пальцевый контакт 3. При отключении^
подвижный контакт 6 перемещается вниз в вертикальном дуго-|
гасительном канале.	_
Газ, образующийся во^ время горения дуги в верхней части^
камеры, поступает в буферный объем, и давление здесь повы-i
шается до тех пор, пока подвижный контакт не откроет попереч-|
ного дутьевого канала 5, после чего начнется истечение газа из^
буферного объема и дугогасительного канала через выхлопное|
отверстие в глушителе 2. Благодаря такому продольно-попереч-|
пому дутью создаются условия для гашения дуги.	|
Вкладыши 4 из органического стекла после выхода контакт-^
ного стержня под действием пружин сжимают ствол дуги. Этим'З
обеспечивается более падежное гашение ее при малых отключае-1
мых токах, а также устраняется возможность выброса раскален- j
ных газов за пределы камеры при отключении больших токов.
8-2. ПРИБЛИЖЕННЫЙ РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК АВТО-|
ГАЗОВОГО ДУГОГАСИТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА	|
Процесс гашения дуги в автогазовом дугогасителе имеет не-J
которое сходство с гашением дуги в дугогасителях с автодутьем|
в масле (см. гл. 7). Поэтому в расчетах обоих устройств имеются!
общие элементы.	3
258	J
Приближенный расчет основных характеристик автогазового
дугогасителя сводится к следующим операциям:
а)	расчет давления в. камере при горении дуги до момента
открытия выхлопных отверстий; /	д	.
б)	расчет давления в камере и в зоне гашения дуги при исте-
чении газа в камере и в зоне гашения дуги после открытия вы-
хлопных (одного или нескольких) отверстий (вторая стадия га-
шения) ;
в)	оценка дугогасящей способности дугогасителя при задан-
ных его геометрических параметрах
рирующего материала;
г)	расчет времени гашения
дуги при различных, значениях от-
ключаемого тока.
Расчет давления при горении
дуги в закрытой камере. Рассмот-
рим вариант конструкции, изобра-
женной на рис. ,8-1. Расчетная
схема для первого и второго ста-
дий гашения дуги представлена
на рис. 8-3, а и б.
Изменение давления в течение
первой стадии в общем случае
может . быть охарактеризовано
уравнением (7-18) Pt = RT bAtlVt,
где pi—давление в камере в мо-
мент времени бар\ R— газовая
постоянная, м!град\ Г —температу-
ра газа, °К; S — весовой коэффици-
ент газообразования, кг)(кет•сек);
At — энергия, выделяющаяся в дуге
и характеристиках газогене-
Рис. 8-3. К расчету давления
в автогазовом дугогасящем
устройстве
за время /, кет-сек.
В отличие от камер масляного
автодутья, здесь за объем может
быть принят не изменяющийся во	
времени объем буферного пространства, т. е. Vt = l/0=const.
Если принять скорость движения 'контакта постоянной и рав-
ной средней скорости оср=1»и/2 = const, где vot — скорость к мо-
менту открытия выхлопного отверстия, то выделяющаяся в дуге
энергия за некоторое число полупериодов горения дуги может
быть рассчитана по ранее выведенному (см. гл. 7) уравнению
At = nE^cpImvcp ,f /sin w/df = £д. cp7mn/j.-^2-.	(8-1)
В этом уравнении Ед. ср — средний градиент напряжения на
дуге, ке/.м; Im — амплитуда отключаемого тока, а; п — число полу-
периодов горенйя дуги; Л=л/® = 0,01 сек — длительность одного
полупериода, сек.
259
В том случае, если нам задана величина хода hi, соответствую^
щая первой стадии гашения (расстояние от верхнего среза газо|
генерирующей трубки до края бокового отверстия — рис. 8-3, аУ;
общее количество энергии, выделившееся в течение первой стадии)
может быть рассчитано по уравнению
4о1 = £д.
(8-1
и соответственно давление в камере
__ RT er» г
~ (о 0ЬД.ср7/?:
Vo
(8-3|
Точный расчет давления по этой формуле встречает ряд тру&|
ностей, так как входящие^в нее значения £д. ср и Т могут сущёЦ
ственно меняться в зависимости от геометрических параметров ка-|
налов дугогасителя. Кроме того, в этих устройствах имеет место!
резкая зависимость коэффициента газообразования от размеров 'ш
формы сечения газогенерирующего канала, в котором горит дуга!
Последнее хорошо подтверждается опытными данными [146и
например, для случая горения дуги в фибровой трубке длиной 1Л
с внутренним диаметром d	1
(8-4)1
т = 2,1ИО~,о(//)2-^-
v ' (6,3d)2
где tn — потеря массы, кг; I — длина трубки, см-. I — действующее^
значение тока, a; nt — число полупериодов горения дуги; • d —I
внутренний диаметр трубки, см.	|
Если взять прочие*равные условия, то, решая совместно (8-2)1
и (8-4),. можно получить формулу для расчета величины б для^
круглых фибровых каналов:
б — mi — 2>6410~10й1/,
Aoi
(8-5К
<^8-£д. ср
Например, для /то=1000 a, /г4 = 10 см, d=0,8 см и Ел, ср=.|
=0,15 кв/см 6 = 0,35* 10-4 кг!(кет • сек), т. е. в данном случае отно-|
сительндя интенсивность газообразования значительно ниже, при-я
мерно в шесть раз, чем в масле (см. гл. 7). Этим объясняется!
менее эффективная работа автогазовых дугогасителей.	. J
Таким образом, для точного расчета 6 нужно располагать!
опытными данными в виде зависимостей, подобных уравнению!
(8-4).		'	1
Для приближенных расчетов значения температуры и гра-^
диента напряжения в уравнении (8-3) ориентировочно могут быть^
“ - —	- iso в/см.%
в течение первой стадии гашения/^
уравнений, могут быть использованы!
взяты равными соответственно 10004-1500° К; £д. ср
Для расчета давления
кроме приведенных выше
эмпирические формулы.
260
Одна из таких формул для случая гашения дуги в канале
кольцевого сечения (di=2,54 см, d=l,27 см, мочевино-формальде-
гидная смола) имеет вид [146]:
0,042t> [г?,'	-
Pt —-----уСр -- > кгс1см3,	(8-6)
где fcp — средняя скорость движения контакта, м/сек:, I — дей-
ствующее значение тока, a; Vo — свободный объем камеры, см3;
щ — число полупериодов горения дуги.
Расчет давления газа в камере для второй стадии гашения.
Процесс изменения давления в камере после открытия выхлоп-
ного отверстия характеризуется уравнением (7-35). Для рассмат-
риваемого нами случая (Vt = Vo=const) это уравнение имеет вид:
• <8-7>
dt	V о	V о	<
Как и в предыдущем случае, будем считать неизменными гра-
диент напряжения на дуге и амплитуду отключаемого тока. Сле-
довательно,
Nt = Uя1т sin at — Ея. ephxIm sin at,
при этом t/д=const; /m=const.
В этом случае на основании выражения (8-7) и аналогично
(7-40) может быть получено уравнение для расчета давления
в камере в конце л-го полупериода второй стадии горения дуги:
Рп«(Ро2 + а)ехр(^--^) + а,	(8-8)
где а = 8©/(Р2 + а3);
&== SRTE/.cpInhilVo, кгс1(см3-сек);
р = apF/V0, Мсек;
а «0,5(—V"1 \f —YgRT.
р \k +1) V k~ lr e
Еслй положить ориентировочно & = 1,3, то ap«0,9]/ RT.
В случае стабильного горения дуги при открытом отверстии
в течение ряда полупериодов давление для конца каждого полу-
периода может быть рассчитано по уравнению (7-41), т. е.
Роо = а = 8®/(Р2	а3).	(8-9)
Во многих случаях расчета следует исходить из уравнения
(8-9). Гашение дуги при малых токах достигается путём допол-
нительного удлинения дуги в нижней части трубки (ниже выхлоп-
ного отверстия), за счет чего обеспечивается требуемая степень
газообразования е.
Другим способом гашения дуги при малых токах является
применение пружинящих газогенерирующих вкладышей, о чем
уже говорилось выше.
261
Расчет восстанавливающейся электрической прочности дуго-
вого промежутка при переходе тока через нуль. Процесс восста-
новления электрической прочности дугового промежутка в авто-
газовом дугогасителе по своей сущности является таким же, как
и в дугогасительных устройствах с автодутьем в масле (см. гл. 7).
Поэтому все соотношения, характеризующие этот процесс, т." е.
уравнения (7-50), (7-52), (7-55), (7-57) и др., справедливы и для
данного устройства.
Следует, однако, отметить некоторые особенности автогазовых
дугогасителей, которые небходимо учесть при использовании вы-
шеуказанных формул, а именно:
1. В составе газа, в потоке которого осуществляется восстанов-
ление электрической прочности, как показывает табл. 8-1, суще-
ственную долю составляет окись углерода. В связи с этим элек-
трическая прочность газовой смеси должна значительно
снижаться. Ввиду отсутствия надежных опытных данных величину
электрической прочности этой среды можно оцепить только ориен-
тировочно, , принимая ^/йг—^возд, где U<i Возд — электрическая
прочность сжатого воздуха, определяемая по данным гл. 5.
2. Как показывают опыты, остаточный ствол дуги в автогазо- ,
вом дугогасителе при прочих равных условиях обладает большей *
остаточной проводимостью, чем в дугогасителях с масляным авто- ;
дутьем. Поэтому можно принимать более низкие пределы частоты ’
собственных колебаний /о в уравнении (7-55) при расчете отклю- i
чения больших токов.	:
Оценка отключающей способности и расчет времени гашения
дуги производятся па основании методов, изложенных в гл. 7.
‘Глава девятая
РАСЧЕТ И КОНСТРУКЦИИ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВ ЩЕЛЕВОГО ТИПА С МАГНИТНЫМ
ГАШЕНИЕМ ДУГИ В ВОЗДУХЕ.
9-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ГАШЕНИЯ ДУГИ В ДУ- ’
ГОГАСИТЕЛЯХ С МАГНИТНЫМ ГАШЕНИЕМ
Конструкции дугогасителей с так называемым магнитным га- ’
шением основаны на том, что в них посредством воздействия по- i
перечного магнитного поля (направленного перпендикулярно
направлению тока дуги) осуществляется поперечно-направленное
движение в воздухе (газе) отдельных элементов электрической Я
дуги. Это создает более благоприятные для гашения дуги пере- Я
менного тока условия, например, за счет интенсивного тепло- и Я
массообмена между плазмой ствола дуги и встречным потоком Я
газа, лучших условий для восстановления электрической прочности .Я
262	Я
в приэлектродных пространствах при нулевом значении тока и др.
В таких дугогасительных устройствах могут быть осуще-
ствлены следующие способы гашения дуги:.
а)	деление -дуги на большое число последовательных корот-
ких дуг и гашение их при нулевом значении тока на холодных
электродах;
б)	поперечное конвективное охлаждение ствола дуги в резуль-
тате растягивания и перемещения его с большой скоростью в воз-
духе (газе);
в)	охлаждение ствола дуги в образованном стенками камеры ’
узком щелевом капало, в который дуга загоняется поперечным
магнитным полем.
Рис. 9-1. Схема гашения дуги в щелевой камере
г	/
Как видно, в этих устройствах поперечное магнитное поло,
создаваемое обычно током- дуги, является средством для повыше-
ния эффективности того или иного способа воздействия на дугу
окружающей среды при данных условиях.
Вместе с этим, следует отметить, что при относительно высо-
ком давлении газа (р/ро^-ОД) роль поперечного магнитного поля
как фактора, влияющего непосредственно на микрокинетические’
процессы в плазме и в приэлектродных областях, весьма мала,
поэтому в практических расчетах может не учитываться.
-	При низких давлениях роль поперечного магнитного поля
в этих процессах может быть весьма существенной.
В настоящее время все более широкое применение в вы-
ключателях переменного тока высокого напряжения на номи-
нальные напряжения до 20 кв находят, как наиболее эффективные,
дугогасителя щелевого типа [148, 158], поэтому дальнейшее рас-
смотрение вопросов теории, расчета и конструкции будет главным
образом относиться к таким устройствам.	' .
-	Схема простого щелевого дугогасителя приведена на рис. 9-1.
После размыкания контактов ствол дуги под влиянием попереч-
263'	'
ного магнитного поля (обычно создаваемого током гасимой дугид
быстро удлиняется и затем перемещается в так называемую зонта
гашения, где изоляционные жаростойкие стенки камеры образуюЯ
узкий щелевой канал. При этом, если ширина канала меньше диая
метра ствола дуги (6<dc), последний деформируется, сечение егст
принимает форму вытянутого прямоугольника и площадь сопр$|
косновения с поверхностью стенок увеличивается.	Я
Благодаря этому между дугой и охлаждающими стенками cdjs
здается хороший тепловой контакт, обеспечивающий интенсивным
теплообмен. Механизм этого теплообмена в данном случае имеета
достаточно сложный характер. Конвективный теплообмен ота
ствола встречным потоком воздуха (газа) при этих условиях, кам
показали исследования [151], играет незначительную роль. -я
Для дугогасителей этого типа характерным является большое!
напряжение на стволе дуги, этим во многом определяется успешна
ное гашение дуги в таких устройствах при отключении цепей пере«
менного тока высокого напряжения. Следовательно, вольт-ампер'^
ная характеристика дуги является одной из наиболее важных хая
рактеристик для дугогасителей данного типа.
- I
9-2. ВОЛЬТ-АМПЕРНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГИ;
ОХЛАЖДАЕМОЙ В ЩЕЛЕВОМ КАНАЛЕ ДУГОГАСИТЕЛЯ 1
На рис. 9-2 приведена расчетная схема щелевого дугогасителя1
Как уже указывалось выше, при dc>6 ствол дуги принимает пло|
скую форму и прямоугольное сечение аХб. Процесс теплообмена
между плазмой ствола и поверхностью не проводящей ток степкй
в данном случае имеет сложный характер вследствие того, что?
в этом процессе, кроме обычных термодиффузИи и диффузионной
теплопроводности в стволе и кондуктивной теплопроводности
в стенке, особую роль играют процессы на граничной поверхности^
которые кратко можно охарактеризовать следующим.	,3
В рассматриваемом случае с плазмой ствола непосредственно!
граничит поверхность не проводящей ток стенки, поэтому нор-1
мальная к ней составляющая тока равна нулю. При этих!
условиях электроны, обладающие большей скоростью, чем|
положительные ионы, достигая стенки, заряжают поверхность от|
рицательно по отношению к плазме. В плазме, в тонком слой
у поверхности стенки, образуется-положительный объемный заряд;
Таким образом, на границе в узком слое появляется местное
электрическое поле. Под влиянием этого поля положительные
ионы ускоряются по направлению к стенке, электроны тормозятся^
а наиболее медленные отражаются обратно в газ. Электроны й
положитёльпые ионы, достигая стенки, адсорбируют и вслед за
этим рекомбинируют. Движение адсорбированных заряженных^
частиц весьма ограниченно, а длительность пребывания их на
малом друг от друга расстоянии велика, кроме того, температуру
частиц относительно невысока. Поэтому вероятность рекомбина-
ции на граничной поверхности неизмеримо выше, чем при свобод|
264	1
тепловым воздействием
S
Рис. 9-2. Расчетная мо-
дель узкощелевого дуго-
гасителя
1 — стенка камеры; 2 — ствол
дуги в щелевом канале; 3 —
ствол дуги перед входом в уз-
кощелевой канал
охлаждаемой в узком
ном состоянии носителей заряда в плазме. Энергия рекомбинации
в этом случае передается или какой-либо третьей адсорбирован-
ной частице, или одному из атомов (или ионов) материала стенки. '
Освобождаемая при рекомбинации энергия передается стенке,
вследствие чего стенка нагревается до высокой температуры. На-
грев адсорбированного вещества вызывает его деадсорбцию, благо-
даря чему рекомбинация на стенке не приводит к непрерывному
накоплению газа. Как показывают опыты [149], при горении мощ-
ной дуги в узком щелевом канале под
плазмы дуги граничные поверхности
стенок оплавляются в какой-то степени.
Это говорит о том, что в данном случае
происходят кратковременные процессы
фазового изменения состояния вещества
стенки — переход из твердого в жидкое
и газообразное. При этом количество
нагретого до расплава и испарившегося
вещества тем больше, чем больше теп-
ловой поток, подводимый от дуги в гра-
ничную область. В - этом случае тепло-
поглощающуЮ (теплоотводящую) спо-
собность граничной области в первом
приближении можно представить урав-
нением: qt=ku(T— То), где qi— количе-
ство тепла, поглощаемое стенкой, отне-
сенное к единице площади, вт/см2; ka —
обобщенный коэффициент теплоотдачи
у поверхности стенки, вт/(см2-град);
Т — То — превышение температуры токо-
проводящей части ствола, °К.
Следовательно, этим реальным усло-
виям соответствуют граничные условия
третьего рода.
Другим характерным свойством дуги,
щелевом канале, является относительно малая толщина плазмен-
ного слоя. В этом случае можно предполагать, что температура
по сечению ствола изменяется незначительно, а плотность потока
лучистой энергии относительно мала.
При всех этих условиях уравнение  баланса энергии можно
представить приближенным‘уравнением [150]
Fp — = £2о —	(Т — То),
r р di	d v °’
(9-1)
где у сР — удельная объемная теплоемкость плазмы, дж/ (см3-град);
Е — градиент напряжения, в/см\ о — удельная электропровод-
ность, \/(ом-см)', ka—обобщенный коэффициент теплоотдачи/
У поверхности стенки, вт/(см2-град)-, б — ширина щелевого ка-
нала, см\ Т — То — превышение температуры, ° К.
265	>
Электропроводность плазмы является функцией температурь®
т. с. сг=/(Т). Приближенно эту функцию можно представить®
спрямив рабочую часть этой зависимости, т. е. представив ее
в виде: 	3
о = Р(Т-Т0),	(9-2]
где p = tga; a — угол наклона спрямленной характеристики; То—|
температура начала термической ионизации.
После замены в уравнении (9-1)	J
T-T0 = -L-L = o,	(9-3^
₽	Е	я
где / — плотность тока, а/см2.	-и
Получим уравнение динамической вольт-амперной характери-я
стики в следующем виде:	Я
(94)1
\ j dt Е dt J 2k„	'	|
В этом уравнении т=уср6/(2Лп)—так называемая тепловая по-?1
стоянпая времени ствола дуги, сек.	'	Ц
При рассматриваемых условиях теплообмена величина по-||
стоянной времени в зависимости от ширины щели может состав-3
л ять т ~ 254-100 мксек.
Динамическая реакция дуги при переменном токе может харак-а
теризоваться произведением ты, где со — угловая частота перемени®
ного синусоидального тока. Если величина этого произведения!
очень мала, т. е. тсоС1, динамическая реакция дуги в переходных^
процессах также мала; в этом случае зависимость напряжения отЦ
,тока дуги может быть с достаточной точностью представлена^
статической (а не динамической) вольт-амперной характеристи-1|
кой. В рассматриваемом пами случае при промышленной частоте!
произведение тсо=3,14-10-2С1.	я
Следовательно, с достаточной точностью при синусоидальном!!
токе промышленной частоты в основу расчета процессов в дугея
при данных условиях охлаждения может быть принято уравне-3
ние статической вольт-амперпой характеристики, полученное изл
уравнения (9-4), в котором т->0. Это уравнение можно привести^
к виду:	____ :Я
Е = 1/ -^2—.	(9-5)1
V р /а /б	1
Из этого уравнения следует, что при рассматриваемом способе^
охлаждения благодаря особым условиям охлаждения градиент,!
напряжения на стволе дуги не зависит от тока, а при прочих рав- J
ных условиях определяется шириной б щелевого, канала камеры: |
с уменьшением ширины канала градиент напряжения увеличи-1
вается.	,	,s|
Эта зависимость хорошо согласуется с данными расчетов и|
опытов [151], в результате которых найдено, что при охлаждении !
266
дуги в щелевом канале, образованном стеклянными или керамиче-
скими стенками, уравнение статической вольт-амперной характе-
ристики имеет вид:	_
Е = 19//б, в/см, •-	(9-6)
где 6 в см.
Зависимость вида (9-5) можно найти также на основании -
принципа минимума [151]. Для единичного участка ствола дуги
уравнения тока и мощности могут быть в общем виде представ-
лены следующим образом:
/д = а6а(7’)£ = а6Еф1(Т)	(9-7)
И
Рис. 9-3. Осциллограмма тока и напряжения на дуге, охлаж-
даемой в щелевом дугогасителе
Из совместного решения (9-7) и (9-8) находим
£2 — 2 ф»(Т)	,q q>
Й Фг(Т) ‘	(	’
На основании принципа минимума находим наиболее вероят-
ную минимальную величину градиента напряжения' на стволе дуги.
Для этого дифференцируем (9-9) по Т и производную приравни-
ваем нулю, т. е.
2£ dE _ 2 d фг (Т) 1 _ Q
ат . 6 ат[ф1(т)]	‘
Это справедливо, если
const.	.	(9-10)
Ф1(Т)	7
Подставляя (9-10) в (9-9) и решая относительно Е, получим
аналогичное (9-5) уравнение Е = Л/К6.
. Найденная зависимость хорошо подтверждается опытными
данными. На рис. 9-3 представлена осциллограмма тока и напря-
жения на дуге, охлаждаемой в узкощелевом дугогасителе. Из
267
рисунка видно, что несмотря на изменение переменного тока. щя
амплитуде и во времени, величина напряжения на дуге для всеяв
полупериодов и чв течение каждого полупериода практически
остается неизменной, а величина градиента напряжения соответ
ствует уравнению (9-6).	|
Следует заметить, что уравнение (9-6) использовано также
при расчете дугогасителей узкощелевого типа с электромагнит^
ным гашением дуги вентильных разрядников [153].	|
Рис. 9-4. К расчету тока дуги, гаси-
мой в щелевой камере
9-3. ОТКЛЮЧЕНИЕ ЩЕЛЕВЫМ ДУГОГАСИТЕЛЕМ ИНДУКТИВНО]?
ЦЕПИ
Процесс гашения в щелевом дугогасителе отличается рядо^
особенностей.	'
1. Условия гашения в конце полупериода тока наступают npi
относительно большой длине ствола. Следовательно, в процессе
горения дуги напряжение на дуге относительно велико, и этд
влияет па ход изменения тойа
в отключаемой цепи. J
2. После прохождения то1
ка дуги через нуль остаточная
проводимость области дугй
относительно велика, следова-
тельно, процесс восстановле-
ния напряжения носит аперио-
дический характер.	_
Рассмотрим процесс гаше-
ния дуги в щелевом дугогаси]
теле при отключении индук-
тивной цепи переменного токая
(рис. 9-4).
Для данного случая уравнение цепи имеет вид:
А-^-+£/д == t/msin(a>/+ф),
(9-11
где, согласно уравнению (9-6),(/д = Л/Кб/Д—напряжение на дуге]
(без учета приэлектродных падений напряжения); /д— длина]
дуги; ф — угол сдвига фаз тока и напряжения.	«
Предполагаем, что в зоне гашения дуги длина дуги /д и ши-?
рина щели б остаются неизменными, следовательно, остается не-*
изменным и напряжение на дуге, т. е. f/n=(7Ao=const.	J
Как известно [155], при этих условиях решение уравнения:
(9-11) относительно тока 1Д принимает вид:
7д 1т [—cos(®/ + ф) + -^
L	Um
(9-I2i
(л — a>t) .
Из этого уравнения видно, что при большом значении отноше-;
ния U^IUm форма кривой тока может существенно отличаться от;
синусоидальной, а угол сдвига ф — уменьшаться. Условия гашения^
268
дуги в этом случае наступают тогда, когда в момент времени •
/=0 (переход тока через нуль) напряжение на дуге становится
равным напряжению сети, а угол сдвига <р достигает некоторого
предельного минимального значения <р=<ро, т. е. при
U = Um sin <р0.	(9-13)
Предельный угол фо определяется из уравнения (9-12) при за-
данных условиях 1 = 0,1д=0, Ф=фо; следовательно, ф0 = arctg2/n =
=32,5°.
Таким образом, уравнение, характеризующее условие гашения
дуги при заданном напряжении сети, может быть представлено
переменного тока щелевым дугогасителем
в виде
ил0 = -А. /д > ит sin 32,5° = 0,537t/m = kAUm, ,	(9-14)
где ka — коэффициент амплитуды.
При расчете дугогасительных устройств за напряжение Um
следует принимать допустимую минимальную величину ампли-
туды возвращающегося напряжения (ГОСТ 687—67), которая для
каждого отдельного полюса трехполюсного выключателя должна
определяться по уравнению Um = 0,866]/2 U„, где ия — эффектив-
ное значение номинального линейного напряжения . отключаемой
трехфазной цепи.
Степень снижения амплитуды тока дуги в данном предельном
случае (ф=Фо) может быть найдена также из уравнения (9-12),
если положить в нем (рис. 9-5) ш/=л+фо. Тогда расчетная ампли-
туда тока дуги (с искаженной формой кривой)
1тя - 4[1-0,5370L-л-Фо)] - 0,463/т.	(9-15)
Из приведенных уравнений (9-14). и (9-15) видно, что усло-
вия для гашения дуги в узкощелевом'дугогасителе оказываются
269
значительно более легкими, чем в других типах дугогасителей с от!
носительпо малым падением напряжения на дуге. Как видна
из приведенного, это обусловлено тем,-что в данном случае вели|
чина возвращающегося напряжения при нулевом значении тока
резко уменьшается, существенно уменьшается также и величина
амплитуды отключаемого тока. Соотношения (9-14) и (9-15) иС|
пользуются в дальнейшем для расчета основных параметров дуго-?
гасителя.	1
9-4. ПРОЦЕССЫ В ДУГОВОМ ПРОМЕЖУТКЕ В ОБЛАСТИ ПЕРЕХОДА®
ТОКА ЧЕРЕЗ НУЛЬ ПРИ ГАШЕНИИ ДУГИ В УЗКОЩЕЛЕВОМ ДУГоЛй
ГАСИТЕЛЕ
В щелевом канале дугогасителя создаются специфические на^
чальные условия для распада остаточного ствола или Для повтор
рения зажигания дуги, а именно:
а)	отсутствие в зоне остаточного ствола каких-либо. направ-«
ленных конвективных потоков, как это имеет место в дугогаси-;
тельных устройствах со специальными дутьевыми системами; j
б)	наличие непосредственно около остаточного ствола раскат
ленного «следа» дуги на поверхностях стенок камеры.	<
При этих условиях, согласно [156], типичным для повторного^
зажигания дуги является так называемый тепловой пробой за счет»
увеличения остаточной проводимости пути- остаточного тока приж
воздействии на промежуток восстанавливающегося напряжения.;»
Опытами установлено, что в таких устройствах после пере-я
хода тока через нуль дуговой промежуток имеет два параллель-Я
пых пути для остаточного тока: путь тока через газовый плазмеи-я
ный остаток и путь по нагретому «следу», оставленному дугой на я
поверхностях стенок камеры. Причем эти пути имеют различные;^
тепловые постоянные времени. Это видно из рис. 9-6, где приве-3
дены данные о величине и характере изменения электрической^
проводимости во времени каждого из этих путей. Постоянная вре-.3
мепи нагретого газового остатка составляет около 62 мксек, в то й
время как для раскаленного следа дуги на поверхности она болеея
200 мксек-, через 75 мксек после перехода тока через нуль элек-я
трическая проводимость почти полностью относится к этому вто-Jg
ро"му пути.	'	$
Этот проводящий поверхностный путь представляет собойя
весьма тонкий слой, нагретый добела. Потеря энергии в нем обус-||
ловлена главным образом теплообменом с телом стенки камеры, я
Таким образом, повторное зажигание дуги в данном случае»
может происходить или в результате возобновления дуги при теп-3|
ловом пробое пути остаточного тока в газе, или в результате раз- я
вития разряда по раскаленному следу на поверхности. Вероят-я
ность развития зажигания дуги в первом случае может быть спи-.Я
жена путем уменьшения величины постоянной времени за счетя
уменьшения ширины щели б [см. уравнение (9-1)] или за счета
270
устройства вспомогательного воздушного «поддува». Более слож-
ной является задача уменьшения постоянной времени раскален-
ного следа дуги на поверхности. С этим, по-видимому, связано
то обстоятельство, что при отключении весьма больших токов
при больших номинальных напряжениях повторное зажигание
дуги происходит в результате развития разряда по раскаленному
следу па поверхности. Эти относительно тяжелые условия в ду-
Рис. 9-6. Изменение остаточной электрической проводимости междукон-
тактной области после перехода тока через нуль при гашении дуги
в узкощелевом дугогасителе
/“-проводимость области остаточного ствола; 2 — проводимость раскаленного следа дуги
на поверхности стенок камеры; 3—суммарная проводимость
говом промежутке данных дугогасителей в’ определенной степени
компенсируются более легкими условиями отключения по вели-
чине и скорости восстановления напряжения, о которых говори-
лось выше.
9-5. РАСЧЕТ СКОРОСТИ ДВИЖЕНИЯ ДУГИ ПОД ВЛИЯНИЕМ ПОПЕ-
РЕЧНОГО МАГНИТНОГО ПОЛЯ В ЩЕЛЕВОМ ДУГОГАСИТЕЛЕ
В щелевых камерах с магнитным гашением перемещение и
удлинение ствола дуги в процессе ее гашения происходят под
влиянием поперечного магнитного поля, создаваемого специаль-
ными электромагнитами (система магнитного дутья).
• Процесс гашения в данных устройствах может быть разбит
на две стадии. Первой стадии соответствует образование дуги на
дугогасительных контактах и последующее за этим быстрое растя-
гивание и перемещение ствола к зоне гашения — области камеры,
имеющей малые расстояния между охлаждающими поверхно-.
стями. В течение второй стадии происходит движение ствола
дуги в узком щелевом канале камеры,- где благодаря хорошему
271
тепловому контакту дуги с охлаждающими поверхностями, со^
здаются благоприятные условия для се гашения.
В рационально сконструированной камере длительность пер-|
вой стадии должна быть сведена к возможному минимуму. По-|
этому в зоне предварительного растягивания скорость движения!
дуги должна быть возможно максимальной.	J
По-иному должно происходить движение дуги в узком щеле->
вом канале (зоне гашения). Здесь скорость перемещения ствола;
должна быть возможно минимальной, и ее выбирают исходя из до-:
пустимой температуры нагревания поверхности стенки камеры,
при заданном значении тока дуги. Превышение скорости пере-:;
мещения дуги в этой зоне сверх необходимой не способствует.
улучшению охлаждения ствола,
но в то же время требует увели-;
чения размеров зоны гашения йь
т. е.' нежелательного увеличения
габаритов камеры. -
В зоне предварительного рас-
тягивания, где расстояние между
стенками велико, скорость дви-
жения дуги в поперечном маг-
нитном поле может быть рассчи-
тана на основании проведенных
ранее исследований [152] по урав-
нению
UfU4 цио ЦП ЦЮ ои/й!
Рис. 9-7. К расчету скорости дви-	1,85-102/1/зВ’/;|
женил дуги в поперечном маг- у =------------------------J--------- м/сек, (9-16)
нитном поле	соу '>
где 1д — ток.дуги, а; В — магнитная индукция поперечного магнит-
ного поля, вб/л2; у — плотность газа, кг/м?\ Со — обобщенный
коэффициент сопротивления, определяемый из кривой рис. 9-7.
_ Для приближенных расчетов в пределах значений индукции
0<В<0,1 вб/л2 можно принять Со~2,4. Тогда для движения дуги
в воздухе при нормальном атмосферном давлении (у=1,1 кг/л<3)
расчетная формула имеет вид:
v^73it,sB\	' (9-17)
Поперечное поле в этих устройствах создается так называемой
Системой магнитного дутья (рис. 9-8), которая состоит обычно из
стального разомкнутого магнитопровода с полюсами и катушки.
Полюсы магнитопровода частично или полностью охватывают
зону горения дуги. Катушки (одна или несколько) магнитного
дутья обычно включаются в главную цепь выключателя и возбуж-
даются током дуги.
Расчет магнитной индукции в зазоре между полюсами 3 при
заданном токе и заданных параметрах системы магнитного дутья
производится обычными методами, применяемыми при расчете
магнитных цепей.
272
В случае, если полюсные наконечники полностью охватывают
рассматриваемую зону горения дуги, например зону предвари-
тельного растягивания, напряженность магнитного поля в этой
зоне (рис. 9-8) может быть рассчитана по уравнению
где i — ток катушки (ток дуги), а; — число ее витков; бп — ве-
личина рабочего зазора (промежутка), м; k6 — коэффициент, учи-
тывающий падение магнитодвижущей силы в стали магпитопро-
вода.
Рис. 9-8. Схема щелевого дугогасителя с системой
магнитного дутья
/ — жаростойкая изоляционная стенка камеры; 2—изоляция: 3 —
полюс магнитного дутья; 4 — сердечник; 5 — катушка магнитного
дутья
Соответственно индукция в зазоре
В„ = |*Л =	,	(9.18)
оп
где цо=4л-10-7 гн/лг.
Подставляя полученное значение индукции в уравнение (9-16)
или (9-17) соответственно, получаем уравнения для расчета ско-
рости движения дуги в зоне предварительного растягивания:
v =
2,16 10~2
Ъ с П7 \ 'а
----— | г, м/сек
бп /
(9-19)
и
/	\ >з
v — 8,5- IO-31----------— I i, м/сек.
\	/
(9-20)
10
Г. А. Кукеков
273
5
Как видим, скорость движения дуги в данном случае пропор;
циональна току дуг».	j
На основании выведенных уравнений нетрудно найти расстоя-
ние, пройденное любым отрезком ствола Дуги за время t в пре-
делах одного полупериода переменного тока с заданной ампли^
тудой 1т:	.	<
/	/ k w \3/з i
х — fvdt — 8,5-10-31 —-——I \ Imsin(.otdt =.	‘
b	\ bn / b	-i
(k-W V/s >
(1 _ cos (9-21)
bn /	“
В процессе предварительного растягивания ствола дуги форма;
кривой тока искажается, соответственно снижается и амплитуда;
тока. Это должно быть учтено при расчете по уравнению (9-21)
поперечного перемещения ствола дуги в данной части камеры.
Скорость движения дуги в камере при некоторых условиях;
в значительной степени может зависеть от ширины щелевого ка-’
нала, в котором перемещается ствол дуги.
Если ширина щелевого канала значительно больше удвоенной
толщины пограничного турбулентного слоя, по меньше диаметра
дуги, скорость движения дуги заметно возрастает. В этом случае ’
скорость может превосходить значения, которые при прочих рав-;
ных условиях имеют место при движении дуги в неограниченном ,
пространстве.
И, наконец, если ширина щели больше диаметра дуги, ско-
рость поперечного перемещения дуги может или несколько пре- '
восходить скорость перемещения в неограниченном пространстве,
или быть равной ей. В этом последнем случае мы не будем иметь'
тех нужных-условий* охлаждения, характерных для щелевой ка-
меры (6<d), о чем говорилось выше.	j
Для ориентировочного расчета ширины щели, равной удвоен- ’’
ной толщине турбулентного слоя [154] (бМии=2Д), может быть 1
использовано приближенное уравнение	|
6МН„ = 2А = -	(М’, см,	(9-22) J
V v/v '
где v — скорость невозмущенного течения, за которую может
быть принята скорость перемещения дуги, см/сек.-, у— кинемати-
ческий коэффициент вязкости газа, см-)сек-, 1т—амплитуда тока |
дуги, а; — плотность тока дуги, ajcM1. '
Как показывают расчеты, обычно при отключении больших то- |
ков в камерах с узкой щелью в течение подавляющей части полу- ij
периода турбулентный слой занимает всю область щели. В этом |
случае скорость движения дуги в узкой щели для условий .-1
0,1 бмин<5<d может быть рассчитана на основании упрощенного 3
уравнения, полученного в результате обобщения опытных данных
[149, 152 и др.]:	_____ •
ц6 ^370]/б£дВ6, м!сек,	(9-23) J
274	' I
где 6 —ширина щели, л«; t —ток дуги, а; Вб—индукция попереч-
ного магнитного поля, вб/лА
В том случае, когда стенки камеры в зоне гашения имеют, внут-
ренние ребристые поверхности, образующие зигзагообразный ка-
нал (рис. 9-9), составляющая вектора индукции Ва, направлен-
ная перпендикулярно к направлению тока дуги (плоскости щели),
будет Ва=В6 sin а, где а — угол, образованный плоскостью щели
и вектором индукции В& в рабочем зазоре б. Тогда уравнение
скорости (9-23) принимает вид:
v6 370 |Л&ЛВ6 sin а'.	(9-24)
Рис. 9-9. К расчету ско-.
рости движения дуги в
лабиринтной щелевой ка-
мере
Если зона гашения полностью охвачена полюсами системы
магнитного дутья (что обычно бывает очень редко), то уравне-
ния (9-23) и (9-24) можно привести к виду:
v = 370	• /г	(9-25)
и	_______п
v 370 ]/ W"™ . уТ. 	(9.2б)
Обычно зона гашения дуги в камере частично или полностью
выносится за пределы полюсов магнитного дутья (рис. 9-10).
В этом случае поперечная индукция Вх для отдельных точек х
этой зоны может быть рассчитана по приближенным уравнениям:
а) при 0,5бп<х<бп
Вх=	(9-27)
V 2 - V 1 + 2пх/б0
10*
275
б) При бп^Х<ОО	I
В, = —
2лх/дп	'
$
в) при х^0,5бп
j
Все выведенные уравнения относятся к случаю последова-J
тельного включения катушек магнитного дутья в главную цепь|
тока. При отключении малых токов скорость движения дуги мо-|
жет значительно снизиться, время гашения дуги при этом может !
оказаться недопустимо большим. Для устранения этого недостатка !
в конструкции выключателей данного типа применяется дополни-.л
тельное воздушное дутье, создаваемое посредством специального j
автопневматического механизма, описание которого будет дано
ниже.	1
9-6. РАСЧЕТ НАГРЕВА СТЕНОК ЩЕЛЕВОЙ КАМЕРЫ. РАСЧЕТ ТОКА 1
ОТКЛЮЧЕНИЯ	j
При движении дуги в узком щелевом канале камеры (рис. 9-11)
каждая точка внутренней поверхности стенки в течение некото-
рого отрезка времени t0 находится в непосредственном соприкос-
новении с нагретой плазмой ствола дуги.	i
Из рис. 9-11 можно видеть, что при перемещении ствола дуги, 1
имеющей сечение Г=бб, со скоростью v время t0 для любой точки |
может быть найдено из уравнения
t0 = b/v.	(9-28) j
Как показывают *0пыты [151], в данных устройствах почти вся
выделяющаяся в дуге мощность передается в виде тепла стенкам j
камеры (роль конвективного охлаждения незначительна). По- j
этому, если удельная мощность дуги А^д//д велика, а скорость пе- <
ремещения v мала, температура нагрева поверхности стенок мо-
жет достигнуть высоких значений, при которых будет происходить |
тепловое разрушение поверхности стенки в виде значительного ’
оплавления и испарения материала.	;
Таким образом, в рационально скрнструированной камере при j
заданной максимальной температуре нагрева поверхности стенок J
и заданной удельной мощности дуги должна быть обеспечена не- 1
которая минимальная скорость поперечного перемещения дуги
в узкой щели..
Рассматриваемый процесс нагрева можно принять как рас- <
пространение тепла в бесконечной пластинке толщиной, равной 3
единице (рис. 9-12), при отсутствии теплоотдачи с поверхности,
при быстродействующем мощном линейном источнике тепла. При
этом можно принять, что передача тепла стейке от нагреваемой
дугою поверхности (у=0) происходит только в направлении Y 1
(перпендикулярном плоскости стенки). При этих условиях задача'4
расчета процесса нагрева стенки может быть сведена к расчету $
270
теплообмена в полубесконечном стержне сечением F=bX\ см2
с нулевой начальной температурой, на торцевой граничной, по-
верхности (у—0) которого в течение некоторого отрезка времен;! t
действует плоский источник тепла с постоянной удельной мощно-
стью Ф1, вт/см2.
Решение этой задачи имеет вид [147]:
» to. « =	((4)"’ ехр (- £) - f [1 - Т [^) ]} • (9-29)
В этом уравнении X— коэффициент теплопроводности мате-
риала стенки вт/(см* град)\ а = %/(су) —коэффициент температу-
Рис. 9-11. К рас-
чету нагрева , стен-
ки щелевой каме-
ры. Схема движе-
ния дуги в узкой
щели
Рис. 9-12. К расчету нагрева стенки щеле-
вой камеры. Схема теплоотдачи
су — удельная объемная' теплоемкость,
— табличная функция ошибок от
ропроводности/ см2/сек\
вт • сек/ (см3 • град); Ч**
аргумента
Максимальная температура на граничной поверхности (при
г/=0) соответственно может быть найдена по уравнению
где Фт1 — удельная мощность при амплитуде тока. Согласно
(9-28), величина этой мощности может быть представлена как
Ф
М 1тд  £д/тд
2b 2vtQ *
(9-31)
где Ед — градиент напряжения на дуге, а/см-, 1тд—амплитуда
тока дуги, а.
277
Подстановка (9-31) в (9-30) дает
А ______ ЕдГтд
макс V \'Тй 
(9-32}
Приняв во внимание,
(9-28), что £л = 19//6;
/тд — ПЛОТНОСТЬ ТОКЗ Дуги
ного отключаемого тока,
ределепия минимальной
ствола дуги при амплитуде тока, при заданной допустимой темпер
ратуре 4Макс кратковременного нагрева поверхности стенки ка-1
меры:
согласно уравнениям (9-6), (9-15) и]
Лад = 0,465/m'i Л) = Лпд/(/тпдбР)» ГДб
при i = Лид*, 1т — амплитуда номиналь-J
можно получить уравнение для оп-|
допустимой скорости
Имин движения^
рмин~170- 1т1тл 
МН»	9
лсТ^макс
Расчетную величину максимальной температуры Фмакс поверх-3
ности стенки камеры следует выбирать, учитывая теплофизическиё!
свойства (жаростойкость) материала.	1
Для жаростойких керамических материалов, исходя из уело-Л
вий кратковременного теплового воздействия электрической дуги,|
эту температуру можно принять равной температуре кипения ма-1
териала.	3
Величина плотности тока /гад для случаев отключения значи-1
тельпых токов ориентировочно может быть взята равной 5000 а)см\ 1
Уравнение (9-33) тогда можно представить в виде приближен-Л
ной расчетной формулы	Ц
(9-33)’
0,85- 10’/т
(9-34).
VMKH -
ЭмаКся^Х
Путь поперечно направленного перемещения ствола дуги для |
каждого полупериода горения дуги может быть рассчитан по при-
веденным выше уравнениям (9-21) и др.	J
На основании полученных соотношений можно производить J
приближенный расчет основных геометрических параметров и ос-
повных характеристик дугогасителей узкощелевого типа.
9-7. ВЫБОР И РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ J
И ОСНОВНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЩЕЛЕВОЙ ДУГОГАСИТЕЛЬНОЙ Л
КАМЕРЫ С МАГНИТНЫМ ГАШЕНИЕМ	.1
•I
Основными геометрическими параметрами щелевого дугогаси- 1
теля с магнитным гашением являются (рис. 9-13): .ширина ще- |
левого канала 6; длина щелевого канала £д; длина камеры LK;
высота зоны гашения /tt; расстояние между стенками в зоне пред-
верительное- растягивания бг; высота зоны предварительного рас-
тягивания Аг; величина рабочего зазора системы магнитного дутья Л
	278	' '..1
6U; размеры полюсов системы магнитного дутья и расположение
их относительно зоны гашения.
Исходные данные для расчета: номинальное напряжение; номи-
нальная мощность отключения; предельный ток отключения; время
гашения дуги.,
Расчет такого дугогасителя целесообразно вести в "следующем
порядке. .
1.	Определяется ширина щелевого канала б на основании со-
отношения 0,1 бмин<б<й с учетом практической возможности
Рис. 9-13. Расчетная схема конструкции щелевой
камеры
точного изготовления керамических (или из других материалов)
камер с очень узкой щелью.
2.	При выбранной ширине щели и заданном номинальном на-
пряжении по уравнению (9-14) находится критическая длина дугй,
т. е. минимальная длина щелевого капала
• 1Л. кр = — kaum - Кб-^--0,87|/2Т/л = 3,46 • 10-3)/б ил, (9-35)
где 6 — ширина щели, м;ил— напряжение отключаемой цепи
(действующее значение), в.
3.	Определяется рабочая длина щелевого капала по формуле
^д.р==1,2 /д.кр-
4.	Из конструктивных соображений выбирается форма высту-
пов, образующих зигзагообразный -капал, и соответствующий ей
угол а (см. рис. 9-9).
По выбранным конструкции и размерам наружных изоля-
ционных прокладок определяется общая ширина камеры и
279
соответствующая ей величина рабочего зазора дп системы магнита
ного дутья.	'
5.	На основании уравнения (9-34) находится минимальная!
скорость поперечного перемещения ствола дуги в зоне гашениж
0,85-106- р 2 /откл	/п
“ИИ==----( 1
Здесь /откл — предельный ток отключения, а.	"Л
За расчетную скорость принимается vp« 1,1 1»Мин.	я
6.	Исходя из полученной величины ир на основании уравнений
(9-24) определяется амплитудное значение магнитной индукций
Вът в рабочем зазоре и требуемое число витков катушки магнитЗ
ного дутья.	'1
7.	Определяется длина пути, пройденного стволом дуги в те,|
чение одного полупериода, для предельного случая (фо=32,5°) над
основании уравнений (9-15), (9-26) и (9-27).	1
8.	Выбирается высота зоны предварительного растягиваний
дуги h-2 исходя из условий наиболее выгодного расположения ду|
гогасительных контактов и электродов, при этом предусматри|
вается плавный переход от широкой щели дугогасителя
9.	Согласно уравнению (9-21) определяется время
' дуги в зоне предварительного растягивания
4" arccos--------—77-----------•
—----I imn
On /
Вообще говоря, этот отрезок времени при /тд=0,5 1т должен!
составлять долю пойупериода.	/|
10.	Определяется полное время горения дуги /o=fi+fe- Это!
время в случае отключения предельного тока должно составлять^
не более двух полупериодов.	|
к узкой?
горения
(9-37);
8,5-10—3
4 «
9-8. КОНСТРУКЦИИ ДУГОГАСИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С МАГНИТ-1
НЫМ ГАШЕНИЕМ ДУГИ В УЗКОЙ ЩЕЛИ
Существующие конструкции дугогасительпых устройств с маг-J
нитным гашениерл дуги в узкой щели отличаются между собой^
по геометрической форме щелевых каналов камеры гашения и по!
выполнению конструкции системы магнитного дутья.	1
Камеры гашения выполняются в следующих конструктивных|
вариантах:
а) с плоской узкой щелью в зоне гашения дуги (рис. 9-14, а);Ц
б) с зигзагообразной узкой щелью, образованной ребристой^
внутренней поверхностью стенок камеры (рис. 9-14, б),—так на-$
зываемые лабиринтные камеры;
в) с зигзагообразной щелью, образованной поперечными nepc-'l
городками, имеющими смещенные от центра щелевые вырезы^
(рис. 9-14, в).	'	Й
280
to
CO
Рис. 9-14. Конструктивные схемы щелевых дугогасителей с системой магнитного дутья
Наиболее простой по конструкции является камера с плоскош|
щелью. Как отмечалось выше, в ней имеется плавный переход ота§
зоны предварительного растягивания дуги (широкая щель) к зопеж
гашения дуги, где ширина .щели должна быть возможно мини-Ж
мальной. По своим размерам этот тип камер больше, чем камерьш
с зигзагообразной щелью. Поэтому они обычно применяются для«
напряжений от 3 до 6 кв. Практически приемлемые размеры этощ|
камеры (по ширине) могут быть обеспечены при относительно ма-Я
лой ширине щели. Следовательно, их отключаемая мощность срав-^
нительно невелика. Такие камеры применяются в высоковольтных^
контакторах переменного тока.
Щелевые лабиринтные камеры отличаются тем, что плоские®
выступы на внутренних поверхностях стенок камеры образуют уз-Ц
кую зигзагообразную щель с плавным переходом от широкой щелйж
к узкой. В этих камерах при относительно небольших строитель-!
ных размерах достигается наибольшее удлинение дуги в узкой^
щели. Однако в таких^камерах не все участки ствола дуги нахо-3
дятся в одинаковых условиях в отношении воздействия попереч-1
пого магнитного поля. Короткие участки ствола дуги, располо-^
жепные в углах зигзагообразных каналов, подвержены наиболь-:3
тему воздействию поперечного магнитного поля (ц=л/2, см.1
рис. 9-9) по сравнению с другими участками, где а<л/2. Поэтому]!
скорость перемещения участков неодинакова, что создает условие!
для более сильного растягивания ствола дуги в узкой щели. J
В щелевых камерах с поперечными перегородками узкая щель !
образуется за счет соответствующего расположения поперечных!
дугостойких перегородок, имеющих смещенные относительно осиЗ
щелевые вырезы, как показано на рис. 9-14, в.	1
В некоторых конструкциях камер этого типа пакеты (комп- |
лекты) поперечных пластин чередуются с промежуточными интер-
валами, которые служат выхлопными каналами. При наличии по-
следпих снижается давление горячего ионизированного воздухаJ
в зоне образования-дуги, чем несколько улучшаются условия га- J
шения. *	.
В качестве материала для изготовления стенок щелевых камер q
и поперечных дугогасительных перегородок в настоящее время
применяется жаростойкая керамика. Особой дугостойкостью обла-1
дает керамика с содержанием циркония.	|
По-видимому, для изготовления щелевых камер, рассчитанных/!
на небольшую мощность отключения, могли бы быть использо- J
ваны жаростойкие изоляционные пресс-материалы с минимальным |
газообразованием при воздействии дуги.
На выхлопной части камеры, как правило, устанавливается,!
деионизатор, выполненный обычно в виде набора большого числа
изолированных друг от друга металлических пластик Благодаря |
такому деионизатору выбрасываемые из камеры горячие ионизи- |
ровапные газы охлаждаются, чем ограничивается так называемая |
зона ионизации над верхним срезом камеры и уменьшается зву-.-й
ковой эффект во время работы камеры.	.3
282
Системы магнитного дутья щелевых дугогасителей конструк-
тивно могут отличаться по следующим признакам: .
а)	по способу включения катушек магнитного дутья в схеме
токоведущей системы выключателя;
б)	по числу катушек магнитного дутья;
в)	по конфигурации магнитной цепи.
На рис. 9-14, а показана система магнитного дутья, у которой
катушка постоянно остается включенной последовательно в глав-
ную цепь выключателя. В этом случае во избежание нагревания
частей магнитопровода последние должны быть выполнены из
листовой стали таким образом, чтобы свести к минимуму вихре-
fl
Рис. 9-15. Схема конструкции щелевого дугогасите-
ля с воздействием поперечного магнитного поля на
дуги в «прямом» и «обратном» направлении
I — катушки магнитного дутья; 2 — стенки дугогасительной каме-
ры; 3 — контакты
вые токи при перемагничивании переменным током промышлен-
ной частоты.
На рис. 9-8 и 9-14, б показаны системы магнитного дутья, у ко-
торых катушка магнитного дутья полностью возбуждается током
гасимой дуги только после размыкания главных контактов. В этом
случае сечение провода обмотки катушки может быть взято зна-
чительно меньшим, т. е. размеры катушки (одной или двух) мо-
гут быть существенно уменьшены.	z
Для более успешного гашения дуги в таких устройствах жела-
тельно, чтобы в момент перехода тока дуги через пуль индукция,
поперечного магнитного поля была не равна нулю. Для этого в не-
которых конструкциях на сердечник катушки магнитного дутья
устанавливается короткозамкнутый медный виток, чем и обеспе-
чивается сдвиг фаз поперечного магнитного потока и тока дуги.
Размеры полюсов и расположение их относительно дугогаси-
тельпых рогов и зоны гашения устанавливаются на основании со-
ображений, изложенных выше.	z
283
В некоторых специальных случаях щелевой дугогаситель мо-я
жет быть выполнен с системой магнитного дутья, образованной*
двумя плоскими коаксиально расположенными катушками, как по-®
казано на рис. 9-15. В этом устройстве при соответствующем рас-Я
положении обмоток катушек в дугогасителе направление создала
ваемого ими магнитного потока противоположно. Благодаря этому»
поперечное магнитное поле в средней зоне камеры способствует^
растягиванию ствола дуги и перемещению его в узкощелевую зону»
гашения, а в периферийной зоне противоположно направленное»
магнитное поле препятствует выбросу ствола дуги за пределы ка-Ц
меры.	s
Глава десятая	3
МЕТОДЫ РАСЧЕТА ОСНОВНЫХ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ Ц
ХАРАКТЕРИСТИК ВОЗДУШНЫХ (ВОЗДУХОНАПОРНЫХ) 1
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ	. 1
10-1. ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ
Современный воздушный (воздухонапорпый) выключатель!
представляет собой сложный пневматический аппарат автоматиче-3
ского действия, в котором все основные операции, связанные с его!
работой: гашение дуги, перемещение размыкающихся контактов ив
ряд других — осуществляются посредством сжатого воздуха. Из1
этого следует, что с тем* или иным циклом работы такого выклю-1
чателя связана совокупность газодинамических процессов, проте-Ц
кающих в отдельных элементах или одновременно, или в опреде-1
ленной последовательности.	1
Основными газодинамическими процессами в воздушных вы-Я
ключателях являются:	.	J
а)	истечение сжатого воздуха из резервуаров, камер и рабо-1
чих объемов цилиндров пневматических механизмов;	’1
б)	наполнение сжатым воздухом воздухопроводов, камер га-|
шения дуги и других не изменяющихся в процессе наполнения ра-'|
бочих объемов;
в)	наполнение сжатым воздухом переменных рабочих объемов!
цилиндров пневматических приводов и других элементов схем!
пневматического управления;
• г) движение воздуха (газа) в трубах, отверстиях и насадках.!
Ходом этих процессов непосредственно определяются наиболее!
важные эксплуатационные характеристики выключателя (время!
отключения, время включения, дугогасящая способность, сброса
давления в резервуаре и др.). Поэтому при проектировании воз-|
душных выключателей особо важное значение имеют расчеты ra-'J
зодинамических характеристик этих процессов. На основании этих |
расчетов могут быть найдены требуемые геометрические пара-1
метры элементов пневматической системы выключателя при за-j
данных исходных данных.	'Э
284
10-2. РАСЧЕТ НАПОЛНЕНИЯ СЖАТЫМ ВОЗДУХОМ ДУГОГАСИТЕЛЬ-
НЫХ КАМЕР
В воздушном выключателе в процессе отключения должно
быть обеспечено быстрое нарастание давления в камере и подача .
достаточного^количества сжатого воздуха из резервуара к месту
гашения дуги в течение заданного промежутка времени.
Рис. 10-1. Схема подачи
сжатого воздуха к дуго-
гасителю
/ — резервуар; 2 — главный
Дутьевой клапан; 3 — изоляцион-
ная дутьевая труба; 4 — дугога-
ситель
Некоторые варианты схем подачи воздуха из резервуара к ме-
сту гашения дуги представлены на рис. 10-1.
Наиболее распространенным является вариант а, у которого
дутьевой клапан расположен непосредственно у заземленного ре-
зервуара, в начале дутьевой трубы. В вариантах б и в дутьевой
клапан расположен непосредственно около камеры гашения, при-
чем в варианте в резервуар изолирован от земли и расположен
285
у, J,
К

Pt,Yt,Tt
PjtfYoi) Ъ
Рис. 10-2. Схема для расчета первой
стадии процесса наполнения дутье-
вой трубы и камеры сжатым возду-
хом
непосредственно около камеры, следовательно, дутьевая трубаЖ
, в нем отсутствует.	I
В вариантах г и д размыкание контактов и гашение дуги ПР°’Ж
исходят непосредственно в резервуаре (баковый воздушный вы-Jgi
ключатель). Здесь полностью исключен дутьевой воздухопровод,
дутьевой клапан вместе с контактной системой составляют однб^
целое.
В выключателях, выполненных по схемам а, б п в, весь связан-w
ный с отключением процесс наполнения дугогасительной камеры!®
сжатым воздухом может быть подразделен на две характерные^
стадии, которые можно рассматривать отдельно, как самостоя-Jgs
тельные процессы, а именно:.^
а) наполнение объемов?®
главного воздухопровода (в в а -Ц
рианте а и камеры при за-|а
крытых рабочих соплах; б) на-'j®
полнение камеры после откры-Я
тия ее рабочих сопел, т. е.'и
после начала истечения воз-,я
духа из камеры в атмосферу. Ж
Ниже описана методика Я
расчета характеристик этих,я
процессов для вариантов а,1|
б и в.	18
При выводе основных со-Ц
отношений были приняты слё-11
дующие допущения:
а)	течение газа в дутьевой трубе происходит без трения, еле- .Ц
довательно, потеря давления, обусловленная трением, отсутствует;
б)	процесс движения газа принимается квазистационарным ’.я
(ударные волны отсутствуют);
; в) изменение состояния воздуха, при истечении происходит при '1
постоянной энтропии, т. е. по адиабатному закону.	. >1
В большинстве практических случаев принятые допущения со-
ответствуют реальным условиям.	1
Рассмотрим первую стадию процесса — наполнение камеры при S
закрытых рабочих соплах. Для расчета этой стадии может быть,!
использована изображенная на рис. 10-2 схема, в которой при-Ц
няты следующие обозначения: Vt — общий суммарный объем ре-
зервуара и других элементов, наполненных сжатым воздухом, рас- 1
положенных перед дутьевым клапаном; V2 — наполняемый объем
всех элементов, расположенных за дутьевым клапаном; А— эф-
фективное сечение окна дутьевого клапана, рассчитанное с учетом I
сжатия струи в отверстии клапана; Ты — температура пеподвиж- |
пого газа в резервуаре.	,'"ц
В результате расчета должны быть получены характеристики 1
давления в камере и других рабочих объемах рассматриваемой 1
системы при заданных геометрических параметрах (Vt, V2 и А) '1
системы и заданных начальных параметрах воздуха.	1
286
При выборе основных соотношений приняты следующие обо-
значения: pot, yot — давление и плотность, воздуха в резервуаре
(Vi); pt, yt—-давление и плотность воздуха в месте сужения
струи (окно клапана); pt, yi—
давление' и плотность воздуха
в камере (Кг)-
При принятом 'условии адиа-
батного квазистациопарного ис-
течения безразмерные параметры
воздуха и скорость воздуха в
месте сужения струи могут быть
представлены [160] так:
относительное давление р =
-=pilpot\
относительная плотность
Vol Pol
относительная скорость потока
относительная скорость звука
1
х (Р) = сг/сы = р 26 , где 6= 1,4 —
показатель адиабаты; Wi — ско-
рость потока в месте сужения;
Cat — V kgRT —скорость звука
в неподвижном газе.
Кривые ф(Р), 8(р) и х(р), ис-
пользуемые в дальнейших выво-
дах, даны на рис. 10-3.
Процесс изменения плотности
воздуха в резервуаре (Vi) вы-
ключателя характеризуется об-
щим уравнением
foot _	(10-1)
dt	Vi ' к ’
На основании этого уравнения
и кривых рис. 10-3 для случая,
когда конечное изменение давле-
Рис. 10-3. Зависимость безразмер-
ной плотности 8, скорости потока
Ф, скорости звука х от относи-
тельного давления р в двухатом-
ном газе с постоянной теплоем-
костью (£=1,4) при 5 стационарном
адиабатном истечении
ния воздуха в резервуаре относи-
тельно невелико (в воздушных выключателях оно обычно со-
ставляет не более 25%)дмогут быть получены формулы для до-
статочно точного расчета изменения плотности воздуха в резер-
вуаре (Vi) и камере (V2), которые для "критического и надкрити-
287
ческого режимов имеют вид:
dfot 
dt
(10-2)|
0,57 F^ot _
— ОС-ГО/»
(10-3)1
V1
где a—OJiTFtfo/Vi, c0 — УkgRT^ = 20,1	— скорость звука, от-
несенная к начальным параметрам воздуха в резервуаре, м]сек\
dyt _ Q.&FiWtt
dt V2
Интегрируя уравнение (10-1) при начальных условиях
уог=уо, получаем уравнение для расчета плотности воздуха в ре- J
зервуаре для отдельных моментов времени:	<1
То» = То ехр (— at).	(10-4)
Совместное решение уравнений (10-2), (10-3) и (10-4) приво-
дит к уравнению
“To exp (— а/).
dt	V 2
(10-5)
Решая это уравнение при начальных условиях /=0, у«=уп,
получаем уравнение для расчета изменяющейся во времени плот- j
ности воздуха в камере:	']
’ Т/ = ТнЧ -7-T0U— ехр (— erf)]. ’	(Ю-6) ;
*2	у
В этом уравнении уи — плотность воздуха в камере (У2) в на- ;
чале наполнения. *
При адиабатном изменении состояния справедливо соотно- .
шение
^=(£Г
Решая совместно (10-6) и (10-7), получим искомую завися- i
мость pt—f(t) для надкритического режима истечения:	>
Р/ = Рн{1 4--^-~[1 —ехр(—а/)]р.	(10-8)?
Время наполнения камеры, соответствующее этому режиму, 1
можно определить по уравнению	j
(Ю-9) 1
^кр ~ а '°
1— -^-(о.бЗ— —
Vt \ То
В случае, если объем резервуара значительно больше объема I
наполняемых камер, т. с. К>> рассмотренный расчет можно |
288
несколько упростить. В данном случае можно считать poi~Po',
yot—yo', и уравнение (10-3) принимает вид:
dy. = 0,57 dt,
решение которого
7/ = ^+ О’57^СоТа-/	(10-10)
"г
дает нам более простое выражение зависимости yt=fi{t).
Дальнейший расчет давления в камере должен производиться
так же, как и в предыдущем случае, по уравнению (10-7).
Процесс изменения давления в камере (V2) при подкритиче-
ском режиме может быть рассчитан на основании следующих со-
отношений:
p0/ = Pi; Yo/ = Yi; р/ро/ = ₽/;
• d^t _ __ PiCq<P (Pt) Vi .'
di	Vt ’
dyt _ fiCp<P (Pt) Yi
dt
(10-11)
(10-12)
(16-13)
Решая совместно систему этих уравнений, получим зависимость
времени истечения при подкритическом режиме от относительного
давления воздуха в камере, т. е. 6i=f(₽t)> имеющую вид:
= f --------------.	(10-14)
kF1Cot J Pt<P(Pt)[l (
P^0.53
В этом уравнении Coi — скорость звука, соответствующая пара-
метрам воздуха в резервуаре к моменту начала подкритического
режима истечения.
Уравнение (10-14) решается графическим методом. Для этого
па основании кривых рис. 10-3 строятся графики подынтегральной
функции
—Нт;—т=/(М
Pt<p(pt) 14—~8(₽t)
для различных отношений объемов V2/V1 и по (10-14) —семейство
интегральных кривых, позволяющих установить ₽t=Pt/pot=fi(O>
Такие кривые для различных значений V2IV1 Ханы на рис. 10-4.
По этим кривым можно рассчитать ход изменения давления в ка-
мере, используя уравнение	.
п п 1 ' -
Pi — Рд-------------77“ •
(10-15)
289
В том случае, когда заполняемый объем камеры относительно
мал (Vz<£Vi), можно принять pQt—pQ—const; у0|±=у0=const
Тогда уравнение (10-14) принимает более простой вид:
= f	'	(10-16)
kF^ J к 6<Ф(Р«)
р=-0,53
Рис. 10-4. Кривые для расчета на-
полнения при подкритическом
режиме
/—V2/V,=0; 2— Vs/Vt-O.l; 3-V2/Vf-0,2;
4- V2/Vi*=0.5
Рис. 10-5. Кривая для расчета на-
полнения при подкритическом ре-
жиме
Интегральная кривая
kFlCa . =	dp<
V2 " J №(₽<)
р=0,53
дана на рис. 10-5.
На основании этой кривой, так же как и в предыдущем случае,
можно найти ход кривой давления в камере, для чего может быть
использовано уравнение
=	(Ю-17)
Следует заметить, что для адиабатного процесса истечения
приведенные па рис. 10-4 и 10-5 кривые являются универсаль-
ными.
290 .
Рассмотрим вторую стадию — наполнение камеры после откры-
тия в ней рабочих сопел. При расчете этой стадии следует пользо-
ваться схемой, изображенной на рис. 10-6.
Давление в камере определяется расходом воздуха через сопла
камеры с общим сечением Л и расходом воздуха, втекающего че-
рез отверстие клапана Fi в камеру (V2) из резервуара (Vi).'
В данном случае скорость изменения удельного веса воздуха
в камере может быть найдена из уравнения
= GJ.~G^ ,	'	(10-18)
• dt V2	7
где Gi — секундный весовой расход воздуха через отверстие кла-
пана (Л); 62— секундный весовой расход воздуха через сопла
камеры (Гг).
I/—1	к/
[-----1/—’
Pot’ 7ot’’ot
Рис. 10-6. Схема 'для расчета второй стадии про-
цесса наполнения дутьевой трубы и камеры сжа-
тым воздухом
В реальных условиях работы камеры воздушного выключателя
открытие сопел (т. е. полное размыкание контактов) происходит
в тот момент, когда давление в камере достигает значений, соиз-
меримых с давлением в резервуаре (р^0,53 pot).
Следовательно, в продолжение всего рассматриваемого про-
цесса истечение через отверстие /4 будет происходить при под-
критическом режиме, а через сопла F2— при надкритическом ре-
жиме. Этому соответствуют уравнения для расхода воздуха через
отверстие клапана Fi и сопла камеры Г2:
= Лсо«Р <Р) Vo/Pl№:	(10’19)
G2^0,57F2c0Yot>	(10-20)
где p^pt/pot —отношение давления в'камере к давлению в ре-
зервуаре в момент времени t.
Если принять во внимание, что
1—fe
dt\ Tot) k P di Tot \dt P' dt Г '	’
291
то совместное решение уравнений (10-18) — (10-21) дает нам урав-.
пение, по которому можно найти зависимость =/(/): .	>
В этом уравнении $w=ptdpoii— относительное давление в ка
мере в момент открытия сопел, т. е. при t=0.
В практических случаях обычно имеем V2pI,A/Vi L поэтому;
в первом приближении уравнение (10-22) можно привести к виду:'
Р *_______dfr_______
I	*=!/
&<₽(₽)-0,57₽ k
А	Л
(Ю-22) t
Рис. 10-7. Изменение давления в каме-
ре воздушного выключателя СР-1001
/ — расчетная кривая; 2 —кривая, полученная при
опыте
Уравнения (10-22) , и
(10-23) решаются методоЦ
графического иптегрирова-'
ния.	3
В дальнейшем будек;
считать, что за один цикл
отключения спадание дав;
ления в резервуаре певелц
ко, т. е.	у
Ры^Рону (Ю-2<
где Рои — давление в ре
зервуаре в начале второго
этапа наполнения. Тогда на
основании полученной иГ
уравнения (10-22) или урав1;
нения (10-23) зависимост}
pt—/(/) можно рассчитат;
переменное давление в ка
мере pt для второго этапа наполнения по уравнению	ч
Pt = Po3f	(10-25
В течение рассматриваемой стадии величина относительной
давления может меняться в пределах 1 >pt^0,53.	J
В конце процесса через камеру как через некоторую часть об;
щего воздушного тракта устанавливается надкритическое течение
воздуха из резервуара в атмосферу. К этому моменту времен!
процесс гашения, дуги обычно заканчивается, и если в выключи;
теле образовался стабильный изоляционный промежуток, подач!
воздуха в камеру может быть прекращена.	1
292
На рис. 10-7 дана зависимость изменения давления воздуха
в камере воздушного выключателя, рассчитанная по уравнениям
(10-8), (10-16), (10-23) и (10-24). На этом же рисунке показана
опытная кривая, полученная па том же выключателе при одина-
ковых начальных условиях.
10-3. РАСЧЕТ ИСТЕЧЕНИЯ ВОЗДУХА ИЗ РЕЗЕРВУАРА В* АТМОСФЕРУ
В камере воздушного выключателя после погасания дуги в те-
чение некоторого отрезка времени («бестоковой паузы») контакты
остаются разомкнутыми, и через их сопла происходит истечение
воздуха из резервуара в атмосферу. В течение этой стадии (осо-
бенно при работе выключателя
кого включения) обычно про-
исходит заметная убыль воз-
духа’из резервуара и связан-
ное с ней существенное пони-
жение давления.
В конструкции воздушного
выключателя исходный запас
воздуха в резервуаре (или
объем резервуара при задан-
ном исходном давлении) дол-
жен быть таким, при котором
общее спадание давления воз-
в цикле автоматического повтор-
У/
Pot>7ofTot
на
Рис. 10-8. Схема для расчета мини-
мального объема. резервуара
духа в резервуаре за весь заданный цикл работы выключателя
ограничивалось бы требуемыми пределами.
Расчет рассматриваемой стадии истечения воздуха из ре-
зервуара (истечение при бестоковой паузе) дает возможность
определить для данного выключателя требуемый объем резер-
вуара при заданном цикле работы и допустимом понижении дав-
ления.
При'расчете предполагается, что сечение отверстия дутьевого
клапана больше суммарного сечения отверстий сопел камеры, т. е.
F\>Fz. В этом случае для расчета может быть принята схема
рис. 10-8. •
Исходим из имеющегося в данном случае надкритического ре-
жима истечения при относительно небольшом изменении скорости
звука cot, отнесенной к параметрам воздуха в резервуаре. Для
расчета может быть использовано аналогичное выведенному ра-
нее (10-4) уравнение
. То/= То ехр (—а^),	(10-26)
где a2=O,57F2Co/Vi; у0 —плотность воздуха в резервуаре в начале
истечения.
Так как
Х Ту/ _ [ Р»1 X1'*
То \ Ро )	’
(10-27)
293
то из уравнения (10-26) следует
'A Pot = Ро ехр (— a2kl) = р0 ехр (— Л . fl 0-28)
\ ~vi /
Решая уравнение (10-28) относительно 1Л, получим требуемый
объем резервуара при заданном предельном отношении давлении
Potlpo, суммарном сечении сопел Рг и времени истечения I:
Vim„ = . °’57F^b . •	(Ю-29)
lnp>_p
\ Pel /макс
Из этого уравнения следует, что объем резервуара при задан-
ном отношении давлений пропорционален произведению
Обычно отношение давлений принимают (/VPo/Vkc 1,25.
При определении времени t учитывается истечение воздуха из
камеры при заданном цикле отключения.
10-4. РАСЧЕТ ИСТЕЧЕНИЯ ВОЗДУХА ИЗ ОГРАНИЧЕННОГО ОБЪЕМА
ПРИ БОЛЬШОМ ПОНИЖЕНИИ ДАВЛЕНИЯ.
В некоторых элементах пневматических механизмов к концу
процесса истечения, в отличие от ранее рассмотренного случая,
давление в рабочем объеме понижается в несколько раз (напри-
мер, с 20 до 2 бар). В этом случае для расчета истечения при над-
критическом режиме не могут быть использованы ранее выведен-
ные нами уравнения (10-2) и (10-26), так как по мере понижения
давления в резервуаре р0/ величина скорости звука в неподвиж-
ном газе со/ не остается, как мы полагали раньше, постоянной,
а заметно меняется во времени, т. е. является некоторой функ-
цией времени: c^t=f(t). В этом случае за исходное должно быть
принято уравнение
	 0*57^^0/70/	, J Q QQ\
dt___________________________________Vi	\ " J
При некотором относительном изменении давления в резер-
вуаре pQilpo = ро/ = fi (0 относительное изменение скорости звука
в неподвижном газе может быть представлено уравнением
CQt
СО
fe-1 fe-1
\ РО J
Если принять во внимание уравнение (10-27), то из (10-31)
получим
fe—1	ч
2 »	(10-3^
294
и исходное уравнение (10-30) примет вид:
fe+i
 (10-33)
То2
где а=0,57 FtCo/Vi-
Решение этого уравнения при начальных условиях /=0, yot=
=уо имеет вид:
Т«=------------------г-	(10-34)
!>]*-
На основании (10-27) получаем искомую зависимость давле-
ния от времени:
Р« =-----------*----(Ю-35)
р + -у-(‘-к]*"''
Расчет при подкритичёском режиме истечения можно с доста-
точной точностью произвести па основании следующих соотнес
шений:
Т1 = Та = const,
где уа — плотность газа при атмосферном давлении;
-- = — -₽/ = КО;
Poz Pot ™	'
1+й
$о/ ______Ya_o к d$t .
dt	k vt dt ’
dVot ЛСрф (pf) Ya
dt
Решая совместно (10-38) и (10-39), получим
t
"	I '-ife .
- ' J ₽/* Ф(₽/)
3=0,53
Уравнение (10-40) подобно рассмотренным ранее решается ме-
тодом графического интегрирования. В результате расчета уста-
навливается зависимость (/).
По найденной зависимости можно найти ход изменения давле-
ния в рабочем объеме, используя при этом уравнение
=	(10-41)
Р<
Величина р; в течение этого процесса может меняться в пре-
делах 0,53sg Р/<1.
295
(10-36)
(10-37)
(10-38)
(10-39)
(10-40)
' 	1
10-5. НАПОЛНЕНИЕ РАБОЧЕГО ПРОСТРАНСТВА ЦИЛИНДРА ПНЕВМА- -
ТИЧЕСКОГО МЕХАНИЗМА
На рис. 10-9 представлена расчетная схема пневматического
механизма.	1
Сжатый воздух, имеющий исходные параметры ро, уо и То, че- >
рез отверстие F поступает в рабочее пространство цилиндра, <
объем! которого Vt по мере движения поршня меняется. В данном
случае процесс наполнения приобретает сложный характер, так
как изменение наполняемого объема и давления воздуха в нем во |
многом определяется механическими параметрами и характери- а
стиками поршня и связанной с ним подвижной системы, (приве- \
денная масса подвижной системы, величина я характер сил тре- |
ния и др.).
Рис. 10-9. Схема для расчета движения поршня пневмати- $
ческого механизма	4
Обычно в задачу расчета таких систем входят:	3
а) определение изменения во времени давления воздуха в pa- q
бочем пространстве цилиндра;
ч б) определение скорости движения и пути перемещения
поршня для отдельных моментов времени.
Решение данной задачи сводится к совместному решению урав-
нений, характеризующих процесс наполнения сжатым воздухом 51
некоторого переменного объема, и уравнения движения рассмат- я
риваемой системы, обладающей заданными параметрами [74].	1
В случае наполнения без учета теплообмена с окружающей ‘3
средой (что нами принимается) используемые основные уравне- q
ния, характеризующие наполнение переменного объема, имеют J
следующий вид:	. ;'|
а)	уравнения количества газа в объеме Vt в момент времени t J
и расхода газа через отверстие F	|
Q, = fG^ + VoVo.	(Ю-43) f
0
296	' У
3
где Vo—начальный объем рабочего пространства; уо— плотность
газа при начальных условиях.
б)	уравнение теплового баланса (первое начало4 термодина-
мики)
=	— AVtdpt,	(10-44)
где h0 и ht — энтальпия газа соответственно в резервуаре и в ци-
линдре; А —тепловой эквивалент работы.
На основании (10-41) и известного соотношения
k— 1 У
где k — показатель адиабаты, уравнение (10-44) можно привести
к виду: .	.
>	dpt k p‘dyt
Л. = Л.--------. ?	(10-45)
По yt J
В ходе расчета расход Gt определяется на основании выведен-
ных нами уравнений соответственно для надкритического и под-
критичсского режимов истечения:
Gz Kp = 0,57FW, GZn = Fc0<p(p)y0,
где p=^pt/po и <р(р)—безразмерная скорость, значения которой
можно определить из кривых рис. 10-3.
Другим основным уравнением рассматриваемой системы яв-
ляется уравнение движения, которое в общем виде может быть
представлено следующим образом:
Рб<х> v2 _|_ 1 02 d [т (х)} = ptFo — SP (х) .	Г10-46)
dt т (х)	2т (х)	dx	т (х)
В этом уравнении v — скорость перемещения поршня; т(х)—
приведенная к поршню переменная масса всей подвижной си-
стемы; Pts — приведенная сила сопротивления буфера, отнесенная
к скорости поршня, равной единице; %Р(х)— приведенная стати-
ческая сила, действующая па поршень при различных его положе-
ниях х; ptF0 — сила давления сжатого воздуха, действующая на
рабочую площадь поршня Fo в момент времени t.
Система уравнений (10-45) и (10-46) в общем виде не ре-
шается, поэтому решение задачи должно вестись численным ме-
тодом. Ниже дается один из приближенных методов численного
расчета рассматриваемой системы.
Для расчета должны быть известны: параметры воздуха в ре-
зервуаре ро, уо и То, геометрические и механические параметры и
характеристики системы, а также параметры воздуха в цилиндре
в начальный момент трогания поршня. Последние определяют на
основании уравнения (10-46) при начальных условиях t—О; г»=0;
dvIdt—Q, т. е. по уравнению pat—^P(x)IFo, где 2Р(х)—приве-
297
2
денная статическая сила, действующая на поршень в момент тро-
гания.
"По найденному значению pdz определяют уОь а также устанав- ]
ливают, при каком режиме истечения происходит наполнение па- *
чальчого объема 14 в момент трогания поршня.	'
Для заданного первого интервала времени Afi и начального
объема Vo можно найти конечное для данного интервала значе- -
ние плотности воздуха в цилиндре по уравнению	!
v,‘------~ + v"
и далее	.	'	*•
dft _ A?n _Y0< —T/1 ~ Gt	1
dt Д<!	Д<1 У„ '	1
3
Для последующих интервалов эти уравнения будут иметь вид:
= G<nA/n ; ТоУр db± _ Gj_.	(10-47) 1
Vtn	dt vt	\
Приняв условие, что в пределах каждого интервала времени ч
&tn значения p?, у/ и G( остаются неизменными, величину давле- j
ния pt можно рассчитать по уравнению	, |
Р=« ==	- i1 - ехР I- <kB* - Dn) М.1! +	-1
+ Pt <„-nexP I" (kBn - Dn) A/« 1 ’	(10-48)^
где	j
B„=--------; Cn = kyln-^--, Dn = k-^~. (10-49)1
Gtn^n  Yo/Vo	 Yo n ftnvtn	I
Уравнение движения (10-45) для некоторого малого интервала j
времени А/п приближенно может быть представлено следующим 1
образом:	|
+	=	(10-50) |
г."__________	_____\ j
где а == 1/ -^?±2Р(Х) п b = 1/	.	1
Г т (х)	V т (х)	1
Решение этого уравнения относительно скорости vn, соответст- I
вующейг концу рассматриваемого интервала времени Д/п, имеет
вид:	|
vn ~—th [© А/	arth (г) и П)1.	(10-51)1
«	« п ‘ ш-i \ •(«—О <rt~ О/	4 f *
L	"	J	, -'-й
В ЭТОМ уравнений (On — t]n — bnltln\ 1 — ^n—t]n—1— 'j3
= dn-1/«n-i. Индексы n—1 и n относятся соответственно к преды-1
дущему и рассматриваемому интервалам и Д/n-
298	J
'^1
Средняя скорость движения поршня в пределах Д/п может
быть найдена по уравнению VnCp~-(un-i4-^n)/2, а соответствующее
ей приращение хода поршня —па основании уравнения Дхп~
«ОпсрД^и- Тогда объем рабочего пространства Vtn к концу рас-
сматриваемого интервала определится из выражения
п
Vtn = F0 ЗДхг + Уо.	(10-52)
X	1^=4
Найденное из (10-52) значение V(n должно быть равным ра-
нее принятому в уравнениях (10-48) и (10-49). При численном ре-
шении, в случае несовпадения данных, можно повторить расчет и
найти второе приближение всех величин.
В результате расчета могут быть построены кривые
и	и найдено время полного перемещения
поршня.
В" практике проектирования возможны более простые случаи,
когда значения Р(х), т(х) и сила трения в процессе движения
меняются мало и их можно принять постоянными. В этом случае
уравнение (10-46) принимает более простой вид:
dv _ PfFp ?е
"dt — . т
где Pc — статическая сила, действующая со стороны механизма
на поршень; Рх — сила трения. Тогда расчет скорости движения
поршня к концу рассматриваемого интервала Д/п может произво-
диться по уравнению
-Ч.+ ^г	(10-54)
В остальном ход расчета наполнения остается таким же, как
и в предыдущем случае.
Иногда могут встретиться еще более простые условия напол-
нения и движения поршня, которые могут характеризоваться бо-
лее простыми уравнениями. При этом методика расчета может
быть существенно упрощена. Краткое рассмотрение этих частных
случаев применительно к расчету отдельных элементов (коптакт-
но-поршневых систем дугогасителей и др.) производится в соот-
ветствующих разделах данной книги.
10-6. ПРИМЕР РАСЧЕТА НАПОЛНЕНИЯ КАМЕРЫ ВОЗДУШНОГО ВЫ-
КЛЮЧАТЕЛЯ 110 кв
Рассчитать и построить кривую давления воздуха в дугогасительной ка-
мере воздушного выключателя при се наполнении в процессе отключения.
/. -Исходные данные: объем резервуара Vi—1,3 м2', начальное давление
воздуха в резервуаре ро=20 бар\ диаметр отверстия главного клапана П=17 см\
число дутьевых сопел и - диаметры отверстий: два сопла с di=55 мм (цилинд-
рические), два сопла с ^2=30 лш (конические).
299
2, Расчет эффективных сечений отверстий. Коэффициент сужения струи для ;
отверстия главного клапана принимаем [1=0,45. Соответственно эффективное
сечение
,0_2 '
4	4	;
Принимая для контактных сопел Hi=0,5 и [12=0,7, находим суммарное *
эффективное сечение отверстий сопел:
F2 = -у 1- F24) =	[0,5-(5,5)а-10~4 4- 0.7-32-10“4] 0,33-10~2 ж2.
3. Расчет наполнения при закрытых соплах в надкритическом режиме. •
Расчетная схема дана на рис. 10-10. Заполняемый в течение первой стадии
объем Уг=6‘Ю”2 ле3.	.	,
Рис. 10-11. К расчету вто-
рой стадии наполнения
камеры выключателя
ВВ-110
Рис. 10-10. К расчету пер-
вой стадии наполнения
камеры выключателя
ВВ-110
Расчет ведется, согласно уравнениям (10-7) и (10-10), по расчетной
муле
(Vft \ &
1 —“а а М •
Тн )
В нашем случае рв=1 бар; Та=293°К;
„ _ ра 1-10*
= 1,17 кг/м*;
29,3-293
20-10*	,
---------= 23,5 кг м*\
29,3-293
v _ Ро
0,57Fict 0,57-1,02-10~2-345
“2 V,	6-10~2
300
При этом расчетная формула принимает вид: pt-(14-625 t)*** По этой
формуле рассчитана и построена начальная часть кривой рис. 1044. Над-
критический режим заканчивается при pt =0,523 ро«1О,5 бар. Этому соответ-
ствует время 10~3 сек.
Рис. 10-12. К расчету второй ста-
дии наполнения камеры выклю-
чателя ВВ-110
/ — при Fs/F^O.2; 2 —при F2/Fi—0,4;
3 — при F2/F|«=0,6; 4 — при F2/Fi=0,8
Рис. 10-13. К расчету второй,
стадии наполнения камеры
выключателя ВВ-110
Подынтегральная функция //П(0)=
«/(3) при /'2/^=0,6
4. . Расчет наполнения при закрытых соплах в подкритическом режиме.
Расчетная схема дана на рис. 10-10. Давление рассчитывается по уравнению
(10-16) методом графического интегрирования. Для этого вначале находим
kFjCg = 1,41,02-10~2-345
V2 ~ .	6-10~2	~
Для расчета используется интегральная
давления для этого режима построен также
режима очень мала:	10~3 сек, ио
истечении этого времени происходит от-
крытие контактных сопел и начинается
вторая стадия наполнения.
5. Расчет второй стадии наполне-
ния. Расчетная схема дана на рис. 10-11.
I В .ходе этой стадии существенную
роль играет имеющееся сужение воз-
душного тракта в месте перехода из
дутьевой трубы в камеру. Учитывая
это, следует считать за объем объем
только вну1ренней полости камеры IV,
кривая рис. 10^. Участок кривой
па рис. 10-14. Длительность этого
Рис. 10-14. Изменение давления в
камере воздушного выключателя
ВВ-110 при отключении
/ — расчетная кривая; 2 — опытная кривая:
Го — время открытия дутьевого клапана; t\ —
время ~ надкритического режима; h — время
иодкритического режима; /з —вторая стадия
г	наполнения
301
за сечение Fi— сечение входного отверстия из трубы в камеру F'i. В нашем ч
случае У'г—1,2*10-2 л3; F'i=5-10~3 м2; Fz/F't^Qfi.	.
Расчет ведется на основании уравнения (10-23), численное значение вхо-1
дящего множителя	]
-Ч—=-----------2------------= 0,5-10“"2 сек.	J
kFxc0 1,4 50 10“ 4-345	У}
На рис. 10-12 приведена зависимость	"3
F —	'I
4(0) = M)-O.57-zH	k ,	.	|
по ней	на	рис.	10-13	построена подынтегральная	функция уравнения (10-23) |
1/я(Р) =/(£), по которой при начальном значении ри=0,65 найдена зависи- 1
мость Р«=/1(0 и затем Ap< = Ptpo=f2(/).	1
♦ На рис. 10-14 построен рассчитанный таким способом участок кривой, со-
ответствующий второй стадии наполнения. Этой стадии соответствует отрезок
времени /3. Процесс заканчивается в момент времени /4=/14-/2+/з, когда *
происходит закрытие дутьевого клапана.	J
На рис. 10-14 наряду с расчетной представлена опытная кривая давления, )
полученная на данном выключателе при аналогичных условиях. Из сопостав- J
ления этих кривых видно хорошее их совпадение.	i
Глава одиннадцатая
МЕТОДЫ РАСЧЕТА ПРИВОДНЫХ МЕХАНИЗМОВ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
11-1. КИНЕМАТИЧЕСКИЕ СХЕМЫ ПРИВОДНЫХ МЕХАНИЗМОВ
9
В высоковольтных выключателях перемещение подвижных
контактных систем пр заданному пути и с заданной скоростью при '
включении и отключении осуществляется посредством механизмов,
приводимых в действие от привода за счет подводимой к нему
энергии.
В зависимости от типа выключателя и типа привода кинемати-
ческая связь контактной системы с рабочим элементом привода
(якорь электромагнита, поршень, регистр пружины и др.) может
осуществляться различными способами.
Наиболее характерные принципиальные кинематические схемы
механизмов высоковольтных выключателей представлены на
рис. 11-1, а—г, В схеме а при включении подвижная контактная
система 6 приводится в движение от привода 1 одностороннего
действия (ПОД) через систему промежуточных звеньев 5. Сово-
купность этих промежуточных звеньев составляет так называемый
-приводной механизм.
В отключающих пружинах 4 приводного механизма и пру-
жинах неподвижного контакта 7 в процессе включения запасается
потенциальная энергия, за счет которой контактная система и
элементы этого механизма приводятся в действие при отключении.
302
Обычно в таких механизмах между приводом одностороннего
действия и его тягой 3 встраивается механизм свободного расцеп-
ления (МСР) 2, с его помощью в нужный момент (оперативное
или аварийное отключение посредством катушки КО) рабочая
часть привода разобщается с приводным механизмом выключа-
теля, после чего действие каждого из них происходит независимо
друГот друга. Этим обеспечивается ускорение действия механизма
выключателя.
Рис. 11-1. Принципиальные кинематические схемы механизмов выклю-
чателей
В механизмах схемы б предусматривается привод 1 двусторон-
него действия. (ПДД), здесь приводной механизхм 5 вместе с под-
вижной контактной системой 6 приводится в действие от привода
как при включении, так и при отключении. В отличие от предыду-
щего в этом механизме отсутствуют отключающие пружины и ме-
ханизм свободного расцепления.
В механизмах, выполненных по схемам виг, подвижная кон-
тактная система связана непосредственно с рабочим элементом
привода и составляет с ним одно звено, т. е. число звеньев сведено
к двум.
303
В схеме в посредством привода 1 одностороннего действия про-
изводится размыкание контактов и одновременно сжатие вклю-
чающей пружины 8, которой осуществляется замыкание контактов
после прекращения действия привода.
В схеме г двусторонним действием привода 1 обеспечивается
и замыкание и размыкание контактов, включающая и отключаю-
щая пружины в ней отсутствуют.
Многозвенные-механизмы типов а и б широко применяются
в масляных, автогазовых, в некоторых воздушных и элегазовых
выключателях.
Рис. 11-2. Кинематические схемы приводных механизмов <,
Механизмы типов виг применяются преимущественно в воз-,
душных выключателях. Конструкции их были рассмотрены
в гл. 5. Отличительной чертой этих механизмов является быстро-
действие и короткий ход подвижных контактов.
Быстродействие достигается благодаря применению пневмати-.
ческого привода и малому весу всей подвижной системы (контакт-;:
но-поршневого блока); малый ход контактов обусловлен тем, что-
дугогасительные разрывы находятся в атмосфере сжатого воздуха
(или какого-либо иного газа), обладающего относительно высо-.
кой электрической прочностью.
. Применяемые в схемах а и б приводные механизмы в боль-;
шинстве случаев выполняются в виде плоских рычажпо-шарнир-.
ных [167, 181] многозвенных механизмов. В таких механизмах-:
можно получите желаемую траекторию перемещения подвижной-
контактной системы, и передача усилий от привода .к контактам^
может производиться с любым передаточным числом.
304
Наиболее характерные кинематические схемы таких механиз-
мов изображены на рис. 11-2. Большинству из них свойственно
наличие направляющих (рис. 11-2, бив), прямил (рис. 11-2, г, д
и е) или рычага 5 (рис. 11-2, а), обеспечивающих прямолинейное
поступательное движение подвижного контакта 6 на большом
ходу^что для многих выключателей является необходимым [168],
и/отключающей пружины 2. В каждом из этих механизмов име-
ется так называемый главный вал О с жестко закрепленными на
нем рычагом 1, сопрягаемым с тягой привода, и'рычагом 3, со-
ставляющим вместе с серьгой 4 и главным ведущим рычагом (или
Рис. 11-3. Кинематическая харак-
теристика приводного механизма
Рис. 11-4. Гидравлический
приводной механизм
ползуном) четырехзвенник. Размеры каждого звена этого четырех-
звенника и расстояние между осями 0 и Oi вращения вала и
главного рычага выбираются такими, чтобы при включенном вы-
ключателе угол недохода р рычага 3 до полного мертвого поло-
жения был небольшим (5—10°).
Кинематическая характеристика такого механизма h=f (а),
где а—угол поворота главного вала, имеет вид, подобный изо-
браженному на рис. 11-3. Из этой характеристики следует, что для
положений механизма, близких к включенному, производная
dhjda очень мала. Это дает возможность передавать большое уси-
лие на подвижную контактную систему во время замыкания кон-
тактов при относительно малом значении вращающего момента на
главном валу, как это явствует из уравнения работы
Пм da
где Мо—момент на главном валу;.Рд — сила, передаваемая на
контактную систему; h — ход контакта; а — угол поворота вала;
т]м — к. п. д. механизма.
(11-1)
И
Г. А, Кукеков
305.
При выборе кинематической схемы приводного механизма не-
обходимо исходить прежде всего из траектории^и требуемой вели-
чины хода подвижной контактной“”системы, ’а’’также возможной
-величины хода рабочего элемента привода, принимая при этом во
внимание /запанное время движения. При большом номинальном
напряжении и малом числе дугогасйтельных разрывов на фазу ход
контактов, например, в масляном выключателе достаточно велик.
В этом случае при малом заданном времени движения ускорение
подвижной системы, а следовательно, и величина инерционной
силы могут оказаться настолько большими, что для их преодоле-
ния потребуются мощные отключающие пружины, более мощный
привод и повышение механической прочности звеньев механизма.
Поэтому при выборе конструктивной схемы масляного выключа-
' теля на очень высокие напряжения, чтобы увеличить быстродей-
ствие, целесообразно для одной фазы выключателя принимать
большое число одновременно образующихся разрывов. Достига- .
ется это обычно тем, что группа последовательно включенных под-
вижных контактов приводится в движение одновременно от одной
общей изоляционной траверсы илй тяги.
В воздушных выключателях с большим числом разрывов на
полюс одновременное размыкание контактов осуществляется пу-
тем одновременной подачи сжатого воздуха к пневматическим ;
встроенным механизмам отдельных разрывов, работающим, на- ?
пример, по схемам рис. 11-1, в или г.	i
В некоторых конструкциях современных масляных выключите- |
лей вместо многозвенных рычажно-шарнирных механизмов приме- J
няются гидравлические приводные механизмы [175, 182]. Принци-
пиальная схема одного из таких механизмов показана на рис. 11-4. &
’ ’	I
И-£	ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА ПРИВОДНЫХ МЕХАНИЗ-1
МОВ С ПРУЖИННЫМ ОТКЛЮЧЕНИЕМ	i
Расчет приводного механизма с пружинным отключением в об-Ц
щем	случае должен содержать следующие элементы:	I
а)	предварительный расчет основных звеньев механизма па ,|
механическую прочность;	. J
б)	динамический расчет механизма и определение характери-Ц
стик отключающих пружин и буферных устройств;	• <Ц
в)	поверочный расчет деталей механизма на механическую’||
прочность;	<	’.-Я
г)	определение конструктивных размеров отключающих»
пружин;	'	;-j|
д)	определение основных параметров буферных устройств;	'1
е)	расчет статического момента на главном валу выключателя и
при включении;	Я
.ж) определение момента на валу выключателя при заданной;»
скорости включения, и заданной величине предельного тока вклю-|Я
чения.
306
Основными исходными данными для этих расчетов являются:
а) механические свойства, материалов, применяемых для изго-
товления деталей механизма;
б)	выбранная кинематическая схема приводного механизма;
в)	кинематическая характеристика h=f (а);
г)	характеристика скорости подвижной контактной системы
при движении в пределах и за пределами дугогасительного устрой-
ства;
д)	полное время движения подвижной контактной системы;
е)	механическая характеристика контактной системы (вели-
чина упругих сил контактных пружин, силы трения в кон-
тактах) ;
ж)	давление газообразной среды во внутренней полости - ка-.
меры; -	_
з)	параметры встроенных в дугогасители механизмов принуди-
тельного масляного дутья (если таковые имеются);
и)	величина и характер изменения электродинамических сил,
действующих на отдельные элементы токоведущего контура, свя-'
занные непосредственно с механизмом.
В том случае, когда геометрические размеры частей механизма
и материалы, из которых они изготовлены, берутся по аналогии
с существующими конструкциями, надобность в ориентировочном .
расчете звеньев на механическую прочность отпадает.
Ниже даются соображения по выбору исходных данных при
проектировании приводных механизмов.
1.	Отдельные звенья механизма в наиболее ответственные мо-
менты работы выключателя (включение па короткое замыкание,
отключение короткого замыкания, работа в цикле мгновенного
АПВ и др.) могут испытывать значительную механическую удар-
ную нагрузку и по условиям надежности работы должны обладать
высокой механической, прочностью. Вместе с тем по условиям
быстродействия вес каждого из подвижных элементов механизма
должен быть минимальным.*
Этим требованиям, очевидно, могут отвечать детали механизма,
имеющие наиболее рациональные конструктивные формы и изго-
товленные из материалов, обладающих достаточной механической
прочностью  и высокой ударной вязкостью. Для изготовления
деталей приводных механизмов выключателей применяются.
машиностроительные материалы соответствующих марок: сталь,
цветные металлы и сплавы (главным образом алюминиевые
сплавы), чугун и неметаллические материалы [179]. •
Для изготовления изоляционных деталей механизма, несущих
механическую нагрузку (изоляционные контактные рычаги, тяги,
поворотные штанги Д др.), до последнего времени применялись
слоистые пресс-материалы, изготовленные на основе феноло-.
формальдегидных смол: гетинакс (ГОСТ 2718—54), текстолит
(ГОСТ 2910—51) и древесно-слоистые пластики, например ДСП-Э
(ВТУ 500—54) [172], обладающие достаточно высокой механиче-
ской прочностью.	
И* .	307
В последние годы получено большое количество полимеров— ।
пластмасс, волокон и др., на основе которых созданы изоляцион-
ные и механически высокопрочные материалы. Эти материалы ]
в дальнейшем, по-видимому, найдут применение для изготовления 1
деталей механизмов выключателей благодаря хорошим мехаииче- •;
Ским характеристикам и малому удельному весу [179].
2.	В уточненной кинематической схеме приводного механизма '
должно быть указано взаимное расположение всех элементов, ;
влияющих на характер движения: отключающих и буферных пру- ;
жин, пружин контактных систем, буферных устройств и устройств ;
для принудительного масляного дутья дугогасителя.	।
На траектории точки приведения (обычно точки крепления, под- >
вижной контактной системы к ведущему элементу механизма) 1
должны быть отмечены точки хода, соответствующие касанию |
дугогасительных контактов, выходу подвижного контакта в зону-J
интенсивного дутья в дугогасителе и др.	1
Кинематическая схема должна быть построена для нескольких ]
положений механизма, в том числе .для двух крайних — включен- |
ного и отключенного.	J
3.	Кинематическую характеристику h=f (а) целесообразнее |
Определять графическим методом, на основании построения кине-
матической схемы механизма при различных значениях угла пово-. |
рота главного вала а (обычно используются данные п. 2), так как 1
аналитические уравнения (даже приближенные) при сложной |
схеме механизма (например, типа прямил) громоздки и неудобны j
для инженерных расчетов.	1
4.	Характеристика скорости движения подвижной контактной |
системы v=f (t) при заданном полном времени движения и вели- |
чипе хода ho в общем случае должна строиться на основание i
уравнения	J
ho — J" Vi (^) dt	J Vz (f) dt 4- J v3 (/) dt — ftj -|- h2 + h3,	(11-2) 1|
b	t,	t,	1	1
где Oi (t)—переменная скорость при движении контакта в прот.1|
цессе гашения дуги; v2 (/) — скорость свободного движения до |
ввода в действие буфера; v3 (t) — скорость движения, замедляв- j
мого буфером; ht, h2, hs— величины отдельных участков хода. л
Скорость Vi (t) =f (t) устанавливают, исходя из условий дуго- Я
гашения, при расчете дугогасителей (см. гл. 5—9).	я
Во многих практических случаях для этой части хода двйже--я
ние принимается как равнопеременное, т. е. vi(t)—ait, где «1—а
постоянное ускорение.	Я
При выборе скорости движения v2 (/) на пути h2 следует ис- J|
ходить из условия ограничения динамической нагрузки в пределах,я
установленных практикой и расчетом.	Ц
Для' спадающей части характеристики значения скорости я
выбирают также исходя из величины максимальной допустимой я
динамической нагрузки для отдельных звеньев механизма, вознй-я
кающей при торможении буфером. Для этой части хода наиболее»
308
выгодным является равнозамедленное движение контактной си-
стемы, что может быть достигнуто путем соответствующего выбора
параметров буфера. Обычно эта часть характеристики строится
сначала ориентировочно, а затем уточняется в ходе Дальнейшего
расчета буфера и поверочного расчета-деталей на механическую
прочность (см. п. 3).
На основании приведенных соображений может быть построена
ориентировочно предполагаемая кривая скорости, по виду анало-
гичная кривой, изображенной на рис. 11-5.
Интегрирование полученной зависимости v=f (/) даёт нам
зависимость хода от времени h=ft (t), по которой можно устано-
вить, правильно ли выбраны ско-
роста для отдельных этапов дви-
жения.
Рис. 11-5. Характеристика скорости Рис. 11-6. Характеристика скоро-
движения и кривая хода подвижного	сти v—f(h)
контакта выключателя при отклю-
чении' v=f(t)	1
Во многих случаях для расчета требуется зависимость скоро-
сти движения контактной системы от хода, т. е. o=f(ft). Эта
зависимость легко может быть найдена из построенных ранее
характеристик v—f (/) и h=ft (/), приведенных.на рис. 11-5. При
упрощенной форме кривой эту характеристику можно построить
па основании известных уравнений для отдельных отрезков вре-
мени:
• для 0 < t < ti
ДЛЯ < t <
для /2 < I < /9
2
+ tiY,
(11-3)
309
«а
1
. Механические характеристики $
।
Тип выключателя	Тип привода	Номинальное напряжение, кв	Номинальный ток, а ♦	Ход в дугогасительных контактах, мм	Полный ход траверсы (свечи), мм	скорость в момент раз- мыкания дугогаситель- иых контактов, м/сек	скорость в момент вы-	q i хода свечи из камеры,	нГ м/сек	g	1 ] J
МГГ-223	ПС-30	10	1000, 2000	90	405	1,6	1,7	
МГГ-229	ПС-30	10	2000, 4000	90	415	1,5	1,95	
МГГ-529	ПС-30	20	! 4000	100	485	1,65	2,12	
МП35	ПС-20	35	600	—	—	—.			
ВВН-110/2000—6000	—	НО	2000	0	15	0		
110/600 СР-1001	—	ПО	600	0	95	0	—	
10/1000	—	10	1000	55	285	—	—	3
Построенная таким образом кривая v=f (h) дана на рис. 11-6 ]
(сплошная линия).	'
При построении исходной характеристики скорости отключения 3
(и включения) могут быть использованы данные по механиче- 1
ским характеристикам некоторых существующих конструкций J
высоковольтных выключателей, приведенные в табл. 11-1.	я
5.	Механические характеристики контактных систем (упругие -ж
силы контактных пружин или силы трения в контактах) определя- я
ются в ходе расчета контактных систем на нагрев и на устойчи- -Я
вость против действия тока короткого замыкания.	-Я
6.	Сила давления газа, действующая на подвижную контакт- я
ную систему, определяется на основании данных, полученных при Я
расчете дугогасителя.	Я
7.	Силы гидродинамического сопротивления определяются на J|
основании данных гидродинамического расчета механизмов при- я
нудительного масляного дутья.	Ж
8.	При определении электродинамических сил, воздействующих
на отдельные элементы механизма, используются данные общего :Я
расчета электродинамических сил в токоведущей системе выклю- Я
чателя, что было рассмотрено выше (см. гл. 3).	Я
11-3. РАСЧЕТ ДИНАМИКИ ПРИВОДНЫХ МЕХАНИЗМОВ С ПРУЖИН- *Я
НЫМ ОТКЛЮЧЕНИЕМ	-Ж
При проектировании выключателей расчет динамики привод- Я
ного механизма, как и расчет любого механизма, сводится или
к определению движения по заданным действующим силам, или Я
310	Я
высоковольтных выключателей
Таблица 11-1
	чение				-	Включение			
	максимальная скорость, м/сек	время от начала дви- жения до размыкания дугогасительного кон- такта, сек	время движения в дугогасительной ка- мере, сек	полное время движе- ния, сек	скорость в момент ка- 4 сания дугогасительных контактов, м/сек	максимальная скорость, м/сек	время хода в дугогаси- тельных контактах, сек	полное время движе- ния траверсы, сек	максимальный статиче- ский момент на валу, кгс'М
	1,8 ’ 2,0' 2,4 60—70 40*	0J 0,1 0,07 0,007	0,15 0,13 0,14	0,25 0,25 0,29 0,03 0,25	1,6 2,2 2,0	к>	। । । to to	— оо	’ । • о " to	0,05 0,05 0,06	0,6 0,58^ 0,68 ,0,18	330 340
к определению действующих сил по заданному движению. Следо-
вательно, задача расчета приводного механизма выключателя при
заданной его кинематической схеме может быть поставлена двоя-
ким образом.
1. Найти скорость движения контактной системы для отдель-
ных моментов времени или для отдельных точек пути, если
известны: форма, размеры и масса отдельных движущихся частей,
упругие силы, создаваемые отключающей и другими пружинами,
а также действующие в механизме диссипативные силы.
2. Найти характеристику отключающей пружины (или комп-
лекса пружин), обеспечивающей при отключении движение кон-
тактной подвижной системы с заданной скоростью, если известны:
характеристика скорости движения подвижной контактной си-
стемы, геометрические размеры и вес подвижных частей меха-
низма, упругие силы, создаваемые контактными пружинами, и
действующие в механизме диссипативные силы.
Сущность метода решения этих задач со.стоит в том, что дви-
жение сложной системы связанных между собой элементов меха-
низма рассматривается как движение по заданной траектории
материальной точки, в которой сосредоточены приведенная к этой
точке масса всех движущихся частей механизма и все действую-
щие в механизме приведенные силы [169, 174, 177 и др.].
Обычно за точку приведения принимается точка, имеющая
траекторию движения, одинаковую с траекторией движения, кон-
тактной системы. В существующих конструкциях траекторией явля-
ется или прямая, или дуга окружности. '
311
В общем случае в приводном механизме выключателя (на-’
пример, выполненного по схеме рис. 11-7) приведенными силами;
могут являться:	-
а)	упругие силы, создаваемые отключающей и ускоряющими]
пружинами Рп;	• I
б)	упругие силы, создаваемые контактными пружинами, Рк;?
в) силы веса Рв;	s
г)	силы инерции Рин',	j
д)	силы давления газа в камере Рр;	|
Рис. 11-7. Расчетная кинематическая схема приводного механизма бако-
вого масляного выключателя	’
е)	диссипативные силы Рд: силы трения в шарнирах Рх и кон-|
тактахх Рхк, силы гидродинамического сопротивления Рг при дви;|
женин частей в масле, в буферах и других гидравлических устрой^
ствах;	Я
ж)	электродинамические силы Рэ.	Я
В рассматриваемом случае, согласно принципу Даламбера, мо||
жет быть написано уравнение приведенных сил:	1
Ра + Рх ± Рв ± Ряя + Рр ~.РЯ ± Рэ = 0.	(11-4|
Любая сила Р,-, действующая в какой-либо точке i механизма
в направлении ее движения hi, может быть приведена к точке
перемещающейся в направлении ha, на основании общего урав|
нения
Ра = р.Л1
а dha
(11-51
-й
312
Производные dhildha для отдельных положений механизма мо-
гут быть найдены из кинематической характеристики hi=f (ha),
полученной или аналитическим методом,- или методом построения
кинематической схемы механизма для ряда отдельных его поло-
жений. .
Расчет приведенной массы сводится к двум последовательным
операциям [170, 174 и др.]:
1. Все распределенные массы заменяются сосредоточенными
в отдельных точках данного звена замещающими массами.
2. Все разбросанные в механизме замещающие массы заменя-
ются одной приведенной массой, сосредоточенной в некоторой
точке приведения.
Точками замещения для каждого отдельного звена являются
обычно перемещающиеся точки шарнирного сопряжения.
При определении замещающих масс исходят из необходимого
условия неизменности статических и динамических свойств меха-
низма при замещении, а именно:	i
а)	сумма замещающих масс должна быть равной распределен-
ной массе звена: 2 mi =
б)	центр тяжести замещающих масс звена должен совпадать
с центром тяжести звена. Для плоских механизмов — 0;
2^ = 0;
в)	момент ’инерции замещающих масс относительно центра
тяжести звена должен равняться моменту инерции звена:
, Где т — масса звена; Xi, уг — координаты точки при-
ложения замещающей массы (центр тяжести звена — начало ко-
ординат); Гг — расстояние точки приложения замещающей массы
до центра тяжести звена; Je— момент инерции звена относительно
его центра тяжести.
Приведение всех замещающих масс механизма к одной точке
производят, исходя из необходимого условия — сохранения кине-
тической энергии:
Л
Ак = —	/71,0? = — /Пппо?п,	(11-6)
к 2	1	2 ПР ПР	х '
откуда следует, что приведенная к одной точке масса механизма
может быть вычислена из соотношения
где /ппр—приведенная масса; /и,— замещающая масса в некото-
рой точке i механизма; — скорость движения точки i; овр —
скорость точки приведения для рассматриваемого положения меха-
низма. ?. •	.	.
Ниже в качестве примера дается метод расчета замещающих
масс для отдельных движущихся шарнирных точек четырехзвен-
ного плоского механизма, изображенного на рис. 11-8.
313
г Звенья 1 и 3 совершают вращательное движение вокруг осей, 3
проходящих соответственно через точки Oi и О2 перпендикулярно ?
к плоскости вращения. Звено 2 совершает поступательно-враща- ..
тельное движение. Замещающая масса звена 1, сосредоточенная |
в точке а, может быть найдена из уравнения /nia=/oi//2i, где /oi — 1
момент инерции звена 1 относительно оси вращения, который для :
данной конфигурации и размеров звена может быть рассчитан •
по формуле	•;
6	-	✓	'
= -§-(“? + 4 + 3/,)+ 1.3г* + _1(11 + 0,4г,)’.	,
ь
Рис. 11-8. Расчетная схема четырехзвенника	.•
Точно таким же образом можно найти замещающую массу >
звена 3, сосредоточенную в точке Ь; масса mzb=hi!lh.	;
Если положить, что центр тяжести звена 2 проходит через гео-
метрический центр площади звена, то замещающие массы этого *
звена, сосредоточенные в точках, а и Ь, могут быть найдены по |
уравнению /n2O=m26=4JS2//22, где /s2 — момент инерции звена 21
относительно оси, проходящей через центр тяжести и перпендику-i
лярной к плоскости вращения.	. ч	;
С достаточной точностью расчет замещающей массы рычага/^
совершающего вращательное движение, можно также вести, заме-|
нив его бесконечно тонким стержнем длиной I с равновеликой^
массой.	'4
• *
314
Замещающие массы для точек а и b механизма находим как
СУММЫ:	Ша = tTlia + ГП^а', ГПЬ — Пу, + (Пу,.
При расчете более сложных механизмов, где число точек заме-
щения велико, значения замещающих масс целесообразно вносить в расчетную таблицу, после чего производить суммирование. Для рассматриваемого нами случая эта	отдель	ных звеньев	
	Звено	Узел	
		а	ь
таблица имеет следующий вид:	► При расчете приведенной массы /Ппр по уравнению (11-7) отношение скоростей для от- дельных положений механизма t></Vnp=f(ft) определяется из плана скоростей, построенного для данных положений механизма в произ- вольном линейном масштабе (так как иско- мыми" являются не абсолютные значения ско- ростей, а их отношения).	? Следует заметить, что во многих случаях, когда вес, а следовательно, и масса частей,	1	"ha	—
	2	тга	т2Ъ
	3		, ЩЪ
			
связанных непосредственно с контактной системой, относительно
велики, не делая большой ошибки в расчете, можно считать при-
веденную массу постоянной на всем ходу.
Расчет приведенной массы в этом случае можно вести прибли-
женно или по уравнениям (11-6) и (11-7), исходя из плана скоро-
стей, построенного только для одного положения (включено), или
по формуле

(П-8)
где Рв — приведенная сила веса, н.
Приведенная сила трения в приводном механизме обусловлена:
а) трением в шарнирах и направляющих Pt; б) трением в кон-
тактах Ртк.
Величина сил трения и моментов сил трения зависит от реак-
ции действующих в данной точке статических сил и сил инерции.
Так как статические силы и силы инерции при различных поло-
жениях механизма не остаются постоянными, не остается постоян-
ным и коэффициент трения: точный учет сил трения в механизмах,
имеющих сложную схему, представляется достаточно сложным и
трудоемким.	’
Расчет приведенной силы трения в общем случае сводится.
к следующим операциям [174]:
а)	определяются силы реакции в направляющих и шарнирах
Для различных положений механизма;
б)	по найденным значениям сил реакции определяются для
отдельных пар силы трения (в направляющих) и моменты сил
трения;
в)	найденные для отдельных пар силы и моменты сил трения
приводятся к одной точке, при этом используются известные
315
соотношения:
Рпрг<=Рг{^-; РЯРт. = Л1«^-,	(11-9)1
««пр	««пр
где Рпрт» — приведенная сила трения для узла i; Р-п— сила тре-j
ния в узле i; Мп— момент сил трения в узле- i.	•$
Производные dhi/dh^ и daijdh^ находят из построения соответ-
ствующих кинематических характеристик.	|
Расчет сил реакции в шарнирах и направляющих с учетом тре-j
ния дается в учебниках и отдельных работах [171, 174, 177 и др.].-^
Рассмотрение этого вопроса здесь опускается.	|
В ряде случаев применяются упрощенные способы расчета при- \
веденной силы трения, сущность некоторых из них состоит в еле-|
дующем:	
а)	учитывается только трение, обусловленное максимальной*
статической силой, действующей в наиболее нагруженных парах; f
сила трения на всем ходу принимается неизменной;	j
б)	в тех случаях, когда инерционные силы заведомо больше |
статических, учитывается трение, обусловленное инерционными си-1
лами; силу трения, как и выше, считают постоянной.	|
Коэффициент трения в обоих случаях считают постоянным.
Силы гидродинамического сопротивления в приводных меха-;
низмах могут иметь место:	|
а)	при движении частей механизма в жидкой среде, обладаю-1
щей заметной вязкостью;	|
б)	при движении маслонапорного поршня системы принуди-J
тельного масляного дутья дугогасителя (например, в импульсном
выключателе);	"
в)	при действии буфера (масляного или воздушного).
Сила гидродинамического сопротивления, направленная
рону, Противоположную движению тела, в общем виде
быть выражена уравнением [166]
о?
где Сг — коэффициент гидродинамического сопротивления, завися-1
щий от числа Рейнольдса и формы тела; F— площадь проекции.^
тела на плоскость, перпендикулярную к направлению движения^
(миделево сечение); у — плотность среды, в которой происходит,’g
движение; — относительная скорость движения; g — ускорепие.|
силы тяжести.
Ввиду того что отдельные точки звеньев механизма при их|?
движении в масле обладают различными скоростями, точное опре-^
деление приведенной силы гидродинамического сопротивления^
встречает большие трудности. Поэтому при практических расчетах^
вносится ряд упрощений, которые в основном сводятся к следую-Ц
щему:	Л-Ц
а)	учитываются только силы гидродинамического сопротивле-З
ния, действующие на части механизма, имеющие наибольшую отно-'З
;3
316
в СТО-’
может )
(п-юИ
сительную скорость движения и относительно большие геометри-
ческие размеры; контактные траверсы, штанги и др.;
б)	сложные конфигурации частей заменяются более простыми,
для которых известны значения опытного коэффициента гидро-
динамического сопротивления.
Для некоторых случаев значения Сг даются в табл. 11-2.
Таблица 11-2
Значение коэффициента гидродинамического сопротивления
Форма тела	Коэффи- , цнент сопротив- ления	Число Рейнольдса
Шар 			0,47 0,22 ,	2-10* < Re < 1,5-105 Re > 2,5-1.05
Эллипсоид вращения при а/Ь = 5/9 . .	0,6 0,2	Re <4,5-105 Re >5,5-105
Круглый цилиндр бесконечной длины л	1,2 0,4	Re <2-105 Re >5-105
Каплеобразный, профиль при t/d = 3 . .	0,04	Re « 1 - 10е
Пластины круглой формы		1,11	—
Пластины прямоугольной формы а/b — 1	1,1	—
Рассмотрим метод расчета силы гидродинамического сопро-
тивления Рг, действующей на траверсу масляного выключателя,
если последняя двигается в масле с некоторой скоростью о. Дви-
жение этого узла будем рассматривать как движение. связанных
между собой четырех тел: контактной траверсы, штанги и двух
контактных стержней.
Представив каждый из этих элементов в виде цилиндров, най-
дем значения числа Рейнольдса по известной формуле [166]
Re=vd/v, где v — скорость движения, м/сек-, v — кинематическая
вязкость среды, м^/сек-, d—диаметр, м.	'
Согласно найденным значениям Re, по таблице находим значе-
ния коэффициента сопротивления Сг и по формуле (11-10), опре-
деляем значения силы для различных значений скорости V, кото-
рые должны быть заданы.
Методы расчета тормозящей силы буферных устройств изло-
жены в различных трудах [166 и др.].
, Действие электродинамических сил на подвижные контактные
и подвижные токоведущие части может оказывать влияние на
317
характер движения приводного механизма, причем это влияние j
в меньшей степени сказывается при отключении и в большей—> ;
при включении выключателя на ток короткого замыкания. ]
Расчет электродинамических сил, действующих на подвижные I
токоведущие части, связанные с приводным механизмом, произво- |
дится методами, которые были рассмотрены в гл. 3. При расчете I
приведенной электродинамической силы Ра следует иметь в виду, |
что максимальное значение этой силы (первая амплитуда тока |
короткого замыкания) при отключении выключателя будет со- |
ответствовать полностью замкнутым контактам и жестко зафикси- |
рованному системой защелок $
[g включенному положению ме-
ханизма. В этом случае зай


о
дельного тока отключения (а |
 не величину ударного тока ко- J
роткого замыкания).	.1
При включении выключа-.i
теля на короткое замыканием
максимальная электродинами-
ческая сила возникает в мо-
мент ’ касания дугогасительных J
контактов.	/|
Рассмотрим приближенные.^
методы расчета динамики от-'|
ключения приводного меха-;|
низма при различных исход- >|
ных условиях.	.
метод расчета динамики при- J
——х
Рис. 11-9. Эквивалентная система для
расчета динамики приводного меха-
низма
о
Приближенный аналитический
водного механизма. При расчете в первом приближении принима-
ются следующие допущения:	|
а)	приведенная масса на всем ходу постоянна;
б)	приведенная сила трения на всем ходу остается неизмен-'^
ной;
в)	силы гидродинамического сопротивления в начальной частиЦ
хода отсутствуют, после их появления они остаются неизменными;^»
г)	электродинамические силы в расчет не принимаются; 'Щ
д) отключающая пружина сопрягается или непосредственна^
с контактной системой, или с главным коромыслом механизма.
При этих условиях задача сводится к анализу изображенной?^
на рис. 11-9 системы масса — пружина при действии некоторой по-11я
СТОЯННОЙ СИЛЫ.	г|я
Как известно [178], уравнение движения для такой системы^»
имеет общий вид:	йя
тх" = — kx + Ро,	(11-11^
где т — приведенная масса; k — коэффициент жесткости пружины;^
х— координаты точки приведения; Ро — суммарная постоянная}
318
приведенная сила, равная сумме приведенных сил веса, трения
и др.	- .
В данном случае предполагается, что суммарная сила являйся
силой тормозящей, направленной в сторону, обратную движению.
В том случае, если эта сила является силой ускоряющей, то в дан-
ном и последующих уравнениях перед этой силой должен быть
поставлен знак минус.
Принимая в уравнении (11-11)	получим исходное
уравнение
. х" + т]ах = PJm. .	(11-12)
Полное решение этого уравнения относительно х имеет вид:
х = Ci cost]/ + С2 sin т]/.	(11-13)
Постоянные Ci и С2 находим из начальных условий: /=0; х=Хо;
х'=х/о= Vo, где Хо—полный прогиб пружины, соответствующий
рассматриваемому начальному положению точки приведения;
x'o=vo—начальная скорость для данного начального положения
механизма. Эти постоянные равны:
С1=хо —	С2 =
Таким образом, полное решение уравнения (11-12) относи-
тельно х имеет вид:
г
х = —5-sinq/-р x0cost]/4--^2-(1—cost]/)- ‘ (П-13а)
ч	k
Решение относительно скорости
(р \ '
х0----^-jsinT)/.	(П-14)
Если начальная скорость равна нулю, уравнение скорости
(11-14) принимает вид:
х' — — т)(——Xo^sinr)/.	(11-15)
\ k I
Знак минус в этом уравнении указывает, что движение направ-
лено в сторону отрицательных х.
Путь, пройденный контактом от его начального включенного
положения, в нашем случае может быть представлен как разность
А=Хо—х. Исходя из этого, полученные решения уравнений (11-ГЗ),
(11-14) и (11-15) можно привести к виду: & = /(/); v = dhldt == fi(/),
соответственно
h(t) — [x0--—1(1 — cost]/)—4г cost]/; (11-16)
- . v (/) =	= t] fx0-—1 sin t]/ — x' cost]/.	- (11-17)
dt \ k / - i
319;
В случае x'o=fo=O будем иметь '
(р \
х0 ——— sin 4/.
6 /
(П-18) :
Таким образом, для некоторой части пути точки приведения j
(или части хода механизма), на которой действует упругая сила J
пружины, по выведенным уравнениям можно построить характе-
ристики h=f (t) и dhldt=v (t). Максимальная скорость, ко- *
торая получается при этом, может быть рассчитана по уравнению <
<„е = ч(-7— *)•	<1Ы9)|
На основании этого уравнения, если задаться максимальной
скоростью, можно найти жесткость пружины k, а зная при этом
величину максимального прогиба х0, можно найти также и макси-.
мальную силу пружины Рп.макс. Последнее дает возможность опре-
делить конструктивные размеры пружины.
Решая уравнение (11-13а) относительно времени t, получим
/ J Ро	\
,	11. k	в
t — — I arcsin —------—arcsin —--------
л \ У а2 4- Р	Уа2 + Ра
где а = х'/тр, р = х0 — PJk.
В том случае, когда начальная скорость равна нулю (х'о=О)
данное уравнение принимает вид:
,	1 /	. xk — Ро л;
t = — arcsin-------5--------
V РП. макс — Ро 2
(11-20)
(11-21)
где Ра.макс —г максимальная сила пружины при х—Xq.	?
Заменяя в этих уравнениях х—х0—h, получим соответственно J
уравнения, по которым можно рассчитать время движения точки  '
приведения t на некоторой части хода h:
/	~	?0 t,	\
I	Xq ~~ ————- —— rt	\
t = — I arcsin —7=X=------1- arcsin —7====- I;	(11 -22)
*1 у Ka2 + ₽2
при x/o=O
В этих уравнениях, так же как и в ранее приведенных, хо пред-.^
ставляет собой полный прогиб пружины, которому соответствует^
максимальная сила пружины Рпмокс—kxo.
320
На основании этих уравнений можно рассчитать характеристику
движения точки приведения также и для случая, когда общая
характеристика упругих приведенных сил пружин (отключающих,
ускоряющих и контактных) имеет ступенчатый вид, подобный изо-
браженному на рис. 11-10. В этом случае расчет характеристики
Рис. 11-10. Эквивалентная система при действии приве-
денных сил большого числа пружин
следует вести последовательно по участкам, начиная с первого»
Очевидно, для каждого такого участка характеристики может
быть найдено время движения на нем по уравнению
/ х<т	^- — hn	\
tn — —-1 arcsin —- п—.-------р arcsin —.	. (11-24)
п \	• Г<1-₽п2/
г. Д, Кукеков
Величина начального прогиба пружины хоп для данного интер-.
вала пути hOn может быть найдена графически из построения, при-’
веденного на рис. 11-9, или аналитически по формуле	]
х0п — Р макся^л»	(11-25)
где Рмаксп — максимальная сила натяга пружин, соответствующая
началу интервала; kn — жесткость приведенной пружины, дей-
ствующей на данном интервале.
Очевидно, в пределах каждого интервала времени tn зависимо-
сти. hn = f (tn) и vn=fi (tn) могут быть рассчитаны по приведенным]
выше уравнениям, где входящие в них параметры должны соответ- ]
ствовать данному интервалу. Начальная скорость x'on — vOn нахо-1
дится из расчета характеристик предыдущего интервала tn-i. •
Приведенные выше уравнения справедливы для участка пути j
Xo—Zhn или для соответствующего ему интервала времени ZoJ
в течение которого действуют упругие силы пружин.	j
После прекращения действия пружин до момента появления|
силы торможения буфера движение системы может, быть охарак-^
теризовано уравнением	-	i
.	j
m^-=±P02,	(ll-26)j
где P02 — суммарная приведенная статическая	сила,	действующая';
на втором интервале.	$
Решения этого уравнения относительно	и2	и	h2	соответственной
имеют вид:
V2-v02±-^t2,	(11-27)1
где ^02 — начальная	скорость для данного	интервала,	н	1g
h--v0,t., ±-02-£	(11-28)1
2/п	'IS
Время движения	для этой части пути (Л2)	может	быть	найдено!
так:	3
(1 _|_ I f 1 _ .	.	(11.293
Р<>2 \ .Г	mvo2 }	Ц
После ввода в действие буфера движение системы на остался
пой части хода в основном должно определяться величиной и хаЯ
рактером изменения силы торможения.
Обычно конструкция и характеристики масляного буфера приЦ
водных механизмов выключателей выбираются такими, чтобы нж
всем ходу поршня сила торможения оставалась постоянной. Каи|
указывалось выше, этим обеспечивается равнозамедленное движеЦ
пис системы в конце хода, что является желательным. Если исхо«
дить из этого условия, получим уравнения для расчета характерйЯ
стики движения системы при действии постоянной тормозящей
322
силы буфера и при отсутствии упругиз^сил пружин. Эти уравнения
аналогичны ранее рассмотренным и имеют вид:
^3 — v03	•Роз / , т 3*	(11-30)
== ^03^3	2т	(11-31)
# — ^03 *3- р *03	(1 — 1/ \ г	J	(11-32)
В этих уравнениях г^з — начальная скорость системы; Роз—
= Р02+Рбл где Рб — сила торможения буфера.
В . случае одновременного действия и упругих сил пружин и
силы торможения буфера расчет характеристик производится по
ранее’'выведенным уравнениям (11-13), (11-14) и (11-15), в кото-
рых вместо Ро должна быть суммарная сила Роз.
Таким образом, на основании выведенных нами соотношений
могут быть построены характеристики	v=fi(i) и .v=f3(h)
для всех этапов движения точки приведения данного механизма.
Для систем, у которых силы гидродинамического сопротивле-
ния существенно меняются во времени (например, при наличии
связанного с механизмом поршня системы принудительного масля-
ного дутья дугогасителя), исходное уравнение движения прини-
мает более сложный вид, например:
(т + т^х" — k2(x')* + kx ± Ро = О,	(11-33)
где' т — приведенная масса подвижных частей в механизме; /И1 —
приведенная масса масла в цилиндре и каналах- системы масля-
ного дутая; k2 — коэффициент сопротивления истечения масла из
отверстия цилиндра; k — жесткость пружины; Ро — суммарная по-
стоянная сила.
Расчет динамических характеристик на основании этого уравне-
ния целесообразно производить численным приближенным мето-
дом [178].
Графический метод расчета динамики приводного механизма
с пружинным отключением. В том случае, когда в приводном
механизме приведенная масса и приведенные действующие .силы
в процессе движения сложным образом изменяются во времени
(или по ходу), аналитическое выражение действующих сил и сил
инерции, а равно и характеристик движения через один параметр
сопряжено с бол.ыпими трудностями [178]. Особенно аналитическое
решение усложняется при второй постановке задачи, например,
когда требуется определить характеристику отключающей пру-'
жины при заданной характеристике скорости и заданных приведен-
ной массе и действующих приведенных силах (разумеется, кроме
силы отключающей пружины). В этом случае прибегают к помощи
графических методов.	'	•
12*
323
В рассматриваемом случае в основу такого метода может быть-
положено графическое решение уравнения Даламбера (11-4) отно-:
сителыго одной неизвестной силы, например приведенной силы от-:,
ключающей пружины, или суммы некоторых сил.	'
Решение поставленной задачи в первом приближении может;
быть сведено к следующим операциям:
а)	расчету приведенной массы;
б)	расчету приведенных действующих сил (кроме силы пру-
жины) ;
в)	расчету приведенной силы инерции;	‘
г)	определению приведенной силы пружины;
д)	определению характеристики отключающей пружины;
е)	определению приведенной силы буфера, действующей;
в конце хода;	5
ж)	поверочному расчету характеристики скорости при выбран-1
ной характеристике отключающей пружины.	1
Метод расчета приведенной массы и приведенных действующих!
сил при заданной характеристике скорости действующих сил была
рассмотрен ранее.
Для рассматриваемого случая движения точки приведения;|
имеющей одну степень свободы, приведенная сила инерции можете
быть рассчитана на основании общего уравнения кинетической!
энергии, имеющего вид:	J
для прямолинейного движения	J
.	/ m о2 \	•	1
 рПр.Ин(л)=4- ь <п*34я
иЛ \	£• г
1
где тпр — приведенная масса, соответствующая некоторому поло-з
жению точки приведения й; 1>щ, — скорость движения точки при-|
ведения;	-
для двйжения точки по дуге окружности	3
МПр. ин (<р) =	\	/11.35)1
d® \	2	/	«
-
где Мпр.ин—приведенный момент инерции при некотором угле!
поворота ф; <в — угловая скорость точки приведения.	|
Таким образом, имея исходную характеристику скорости^
t»np=f (й) и значения приведенной массы ,Шпр (й) для различных
положений точки приведения й, можно рассчитать и построить ха^
рактеристику кинетической энергии (mnpu2np) /2=fi (й).
Дифференцируя эту функцию (графически), получим значения
•силы инерции для различных положений точки приведениям
-Рпр.ин=/г (й) для случая прямолинейного движения. В виде при|я
мера такое построение дано на рис. 11-11.
После суммирования найденных приведенных сил (в данном!
•случае, кроме силы отключающей пружины и силы буфера, ил
которых последняя обычно действует в конце хода) можно поя
324
строить диаграмму суммарной силы для различных положений
точки приведения:
 1Р(Л) = РИН ±РВ+Рг+Ргк+Рг,
имеющую вид, подобный изображенному на рис.'11-11.
В положительной части диаграммы представлена общая сум-
марная сила, направленная в сторону, противоположную движе-
нию точки приведения, и действие ее должно быть компенсировано'
действием силы пружины.
В отрицательной части диаграммы представлена сила, направ-
ленная в сторону движения данной точки. Эта сила, обусловлен-
Рис. 11-12. Диаграмма приве-
денных сил, действующих в
механизме, и приведенная ха-
рактеристика пружины
Рис. 11-11. Графический способ расчета
приведенной силы инерции приводно-
го механизма
ная главным образом инерцией механизма, должна быть компен-
сирована действием приведенной силы торможения буфера. 
В наиболее простом случае, когда отключающая пружина не-
посредственно связана с точкой Приведения и действует в направ-
лении движения этой точки, искомую характеристику отключаю-
щей пружины получим, если спрямим кривую приведенной суммар-
ной силы SP (ft) =f (Л) в положительной части диаграммы, как
показано на рис. 11-12. Спрямление должно быть выполнено таким
образом, чтобы площади, ограниченные характеристикой пружины
и кривой суммарной силы, были равны.
Обычно в приводных механизмах выключателей отключающая
пружина действует не непосредственно на траверсу (точку при-
ведения), а на некоторые другие элементы механизма, у которых
325
точка крепления пружины совершает перемещение в некотором^
направлении Ль В этом случае полученная из диаграммы суммар-j
ная сила 2P=f (Л) должна быть приведена к точке крепления;
пружины на основании уравнения элементарной работы	1
=	=	(11-36)'
, л
где SPi — приведенная к точке крепления суммарная сила; Л—}
перемещение основной точки приведения; hi — перемещение точки;
крепления пружйны.
В результате расчета может быть построена диаграмма сил:
^Pi—fi(hi) и далее указанным выше способом подобрана харак-?
теристика отключающей пружины.	|
Вообще говоря, характер изменения суммарной силы SP по]
ходу не может полностью совпадать с характеристикой пружины.^
В связи с этим характеристика скорости при действии силы пру-3
жины должна несколько отличаться от ранее заданной. Чтобы]
установить степень расхождения' между этими характеристиками,!
производится расчет и построение характеристики скорости точки!
приведения-при действии на нее всех приведенных действующих!
сил, в том числе и силы выбранной нами пружины, на основании]
известного уравнения	j
о(Л)= |/ 2?^^-.	(11-37);
у .) «пр (Л)
В случае существенного несоответствия между ранее заданной
и полученной характеристиками должно быть сделано второе при-’
ближение, в ходе которого, должно измениться и значение при--
веденной силы инерции.	• <
Таким образом, строго говоря, рассмотренный метод является:
графическим методом последовательного приближения.	|
Во многих случаях, как уже говорилось выше, приведенная!
масса на всем ходу остается постоянной. Тогда (имея при этом!
в виду одну степень свободы точки приведения) для расчета при?!
веденной силы инерции	можно	использовать уравнение	-Я
Рии=/ппро-^-,	(11-381
ап	1
более простое для расчета графическим методом, чем ранее при-а
веденное уравнение	(11-34).	-3
На основании полученной характеристики отключающей npy-J
жины можно найти требуемые ее конструктивные размеры. ДляЗ
этого могут быть использованы общеизвестные уравнения теории!
упругости и сопротивления материалов или имеющиеся в соответ^
ствующих справочниках расчетные таблицы.	Ц
326
11-4. РАСЧЕТ ДИНАМИКИ ПНЕВМАТИЧЕСКОГО МЕХАНИЗМА
ДУГОГАСИТЕЛЯ ВОЗДУШНОГО ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ
Метод решения общей задачи динамики пневматического
механизма был дан в предыдущей главе.
Ниже рассматривается частный случай, относящийся к про-
стейшему пневматическому механизму дугогасителя воздушного
выключателя, схема которого дана па рис. 11-13 (см. рис. 11-1, в).
В этом устройстве движение поршня и жестко связанного с ним
контакта при отключении йроисхо-
дит под действием давления сжа-
того воздуха, поступающего из ре-
зервуара в дугогасительную ка-
меру. Из схемы видно, что одно-
временно с размыканием контак-
тов происходит сжатие включаю-
щей контактной пружины. Сила
торможения буфера, действующая
при отключении, возникает в самом
конце хода подвижной системы, т. е.
почти па всем ходу себя не прояв-
ляет'.- В скользящем токосъемном
контакте возникает сила трения, ко-
торая на всем ходу может быть при-
нята, неизменной, масса подвижной
системы постоянна.
При этих условиях на основа-
нии принципа Даламбера общее
уравнение действующих сил может
быть представлено в следующем
виде: ,
Рт + Рп + Рх + Рв = ptP0, (П-39)
Рис. 11-13.’ Схема механизма
контактно-поршневого блока
, дугогасителя воздушного вы-
ключателя
где pt—давление воздуха в камере в некоторый момент времени
Fo — рабочая, площадь поршня. Обозначения остальных сил
приводились выше.
Характеристика пружины в данном механизме (рис. 11-14)
должна отвечать следующим требованиям:
а)	сила начального сжатия пружины Рп.н должна обеспечивать
необходимое нажатие на контакт (см. гл. 3);
б)	в механизмах, где нет специальных устройств для началь-
ного замедления поршня (здесь они рассматриваться не будут)
и величина хода подвижного контакта h0 невелика, начальная сила
пружины должна быть выбрана такой, чтобы подвижная контакт-
ная система приходила в движение в тот момент, когда нарастаю-
щее давление воздуха в камере достигнет некоторого заданного
минимального значения, ptuns, т. е. Рп.и=РишвРо;
в)	при небольшой величине хода контакта относительное изме-
нение силы пружины Ри должно быть небольшим. Абсолютное
327
значение силы пружины может достигать больших значений (100—
200 кгс)', следовательно, она является основной силой, противо-
действующей движению контактной системы.	’ i
Исходя из этих особенностей, не делая большой ошибки, можно
принять силу пружины на всем ходу неизменной и равной
(рис. 11-14) некоторой средней силе
Ль ср ~ (Л- макс 4~ ?п. н)/2'
Рис. 11-14. Характеристика включающей	i
пружины	'	 i
Давление сжатого воздуха в дугогасительной камере pt во
время отключения не остается постоянным, а по мере наполнения
камеры оно. нарастает по некоторому закону с нуля. Характер
изменения давления зависит от газодинамических характеристик
. выключателя. В рассматрщ?
ваемом случае давление й
, камере не зависит от поло-'
жения и скорости движенш
поршня (так как рабочи!
объем цилиндра относитель
но мал), а зависит толькс
от характера наполненю
камеры, объем которо!
можно считать неизменным
Поэтому для данного рас
чета в качестве исходно!
необходимо иметь характе
ристику давления воздух!
в камере Pt при ее напол
пении, полученную
зультате
расчета
системы
В первом приближении можно принять
 Pt ~ f (f)^ Pt мни 4“
где b — постоянная, характеризующая нарастание давления в нг
чале наполнения камеры. Тогда уравнение движения (11-39) мг
жеть быть представлено в .следующем виде:
т  ----F obt -f- (Р о — Pt мии^о) =
<и
Рис. 11-15. Характеристика движения
контакта-поршня механизма дугогаси-
теля воздушного выключателя
в ре
газодинамическое
рассматриваемо;
(см. гл. 10). j
(И
(11-4
где Pq — Рп. ср
328
Решение этого уравнения при начальной скорости, равной нулю,
имеет вид:
v (/) =	/2 _ р< «инРо t	, j 1Л2>
2т	m	7
И	h (t) = f vdt =	t3 — P°~ Pl минР° /2.	(11-43}
o 6/n	2m
Эти характеристики имеют вид, изображенный на рис. 11-15.
В .том случае, если нарастание давления в камере pt=f (t)
происходит по более сложному закону, расчет движения следует
вести приближенным численным методом.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
, -	К главе первой
1. Алексеенко Г. В. Состояние и перспективы- развития электроэнергетики-
и электропромышленности.— «Электричество», 1970, № 4.
Афанасьев В.-В. Конструкции выключающих аппаратов. Л., «Энергия»,.
3.	Бирюков С., Богатырева Т., Бронштейн А. и др. Новая серия воздушных
выключателей НО—750 кв. Информ, научно-техн, сборник «ЭП». Вып. 2. М.„
Информэлектро, 1970.
4.	Буткевич Г. В. (под общей ред.). Выключатели высокого напряжения.
[Сбрцник статей]. Вып. 1. М.— Л., Госэнергоиздат, 1958.
4§	5./Буткевич Г. В. (под общей ред.). Выключатели высокого напряжения
[Сборник статей]. Вып. 2. М.— Л., Госэнергоиздат, 1959.
6.	Вишневский Ю., Грейнер Л., Добру шин А. и др. Серия воздушных вы-
ключателей с металлическими гасительными камерами на напряжение-
110—750 кв, 2000 а.— В кн.: «Высоковольтное аппаратостроение». Л., «Энер-
гия», 1969.
7.	Кукеков Г, Проектирование выключателей переменного тока высокого
напряжения. М.— Л., Госэнергоиздат, 1961.
8.	Курков С. Исследование возможности разработки мощных генераторных
выключателей с параллельными дугогасительными камерами. Тезисы докладов
к IV научно-техническому совещанию по высоковольтному аппаратостроению.
М., Информэлектро, 1970.
4 9. Полетавкин Ю. Перспективы развития баковых масляных выключателей
Информ, научно-техн, сборник «ЭП». Вып. 2. М., Информэлектро, 1970.
10.	Сэто Т., Ватанабэ Ц., Оно А. Элегазовые выключатели на 500 кв и их:
практическая оценка. «Мицубиси Денки Гихо», 1969, т. 43, № 3 (японск. яз.).
>11. Calvino V. Т., Pezzi Р. Interruption characteristics of an SFg self-
extinguisching circuit breaker. CIGRE, 1968, rep. 13—04.
12.	Okada T., Aoki S., Mazujama K. Vacuum circuit breakers. Mutsubishi
Denki Giho, 1969, vol. 43, No. 10.
13.	Robert A., Few S., John Cerry. Vacuum circuit breaker for 15 \kv
distribution substation. Westinghouse Eng., Januar, 1969.	. '
14.	Van Sickle R. C., Yeckley R. N. A 500 kv — circuit breaker using SFe-
gas. AIEE Transact. Power Appar. a. Syst., 1969, vol. pas-84, No. 10. *
К главе второй
V15. Александров Г. Н., Иванов В. П., Кизеветтер В. Е. Электрическая проч-
ность наружной высоковольтной изоляции. Л., «Энергия», 1969.
16.	Бенинг П. Электрическая прочность изоляционных материалов и кон-
струкций. М.—Л., Госэнергоиздат, 1960.	' *
17.	Долгинов А. И. Техника высоких напряжений. М., «Энергия», 1968.
(1	8^ Залесский А. М. Электрические аппараты высокого напряжения. М.— Л.„
Госэнергоиздат, 1957.
329

19.	Лысков Ю., Михельсон И., Якуб Ю. Основные требования к электро-
оборудованию 1150 ке. Информ, научно-техн, сборник «ЭП». Вып. 2. М., Ин-
формэлектро, 1970.
20.	Мик Дж., Крэге Дж. Электрический пробой в газах. М., Изд-во иностр,
лит., 1960.
21.	Нейман Л. Р., Калантаров П. Л. Теоретические основы электротехники.
Ч. 3. М.— Л., Госэнергоиздат, 1959.
> 22. Рот А. Техника высоких напряжений. Госиздат, 1930.
23.	Сапожников А. В. Уровни изоляции электрооборудования высокого на-
пряжения. М., «Энергия», 1969.
24.	Сиротинский Л. И. (под общ. род.). Техника высоких напряжений, Ч. 1,
М.— Л., Госэнергоиздат, 1951. Ч. 2, 1953.
25.	Смайт В. Электростатика и электродинамика. Изд-во иностр, лит., 1954.
26.	Смуров А. А. Электротехника высокого напряжения и передача энер-
гии. Т. 1. ГНТИ, 1932.
27.	Тиходеев Н. Н., Тушнов А. Н. Выбор минимальных по условиям вну-
тренних перенапряжений воздушных промежутков для линий, подстанций и не-
которых аппаратов с напряжением 220—700 кв.— «Известия НИИПТ», № 4.
М.— Л., Госэнергоиздат, 1959.	*
28.	Ganger В. Elektrische Festigkeit von Luftisolationen bei .hohen Schalt-
spannungen. ETZ-A, 1966, Bd. 87, Nr. 21.
29.	Ganger B. Die elektrische Festigkeit verdichtetcr Gase, Arch. f. EL,
1940, Bd. 34, H. 11.
30.	Strigel R. .Die dielektrische Festigkeit von Anordungcn des Spitzcnfeldes
bei grosseren Slagweiten unter 01. Wiss. Vcrofentl. a. d. Siemens — Werke, 1943,
Bd. 21. Nr. 2.	, '	; ,x
31.	Thommen H. The most recent progress in the field of air blast circuit
breaker, CIGRE, 1956, rep. 119.
К главе третьей
32.	Блох А. Г. Основы теплообмена излучением. М.— Л., Госэнергоиздат,
1962.
33.	Воронов Б. А. Графический способ определения электродинамических
усилий,—В кн.: «Высоковольтное аппаратостроение». ОНТИ, 1935.
(з£) Залесский А. М., Кукеков Г. А. Тепловые расчеты электрических аппа-
ратов Л., «Энергия», 1967.
35.	Калантаров П. Л., Цейтлин Л. А. Расчет индуктивностей. Л., «Энер-
гия», 1970.
36.	Карслоу Г., Эгер Д. Теплопроводность твердых тел. М., «Наука», 1964.
37.	Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена. Машгиз, 1957.
38.	Ландау Л. Д., Лифшиц Е. М. Электродинамика сплошных сред. Физ-\
м атгиз, 1959.
39.	Лыков А. В. Теория теплопроводности. М., Гостехтеоретиздат, 1952.
40.	Лысов Н. Ё. Сопротивление, оплавление и сваривание контактов выклю-
чателей.— «Труды первого всесоюзного совещания по высоковольтной аппара-
туре», 1938.
41.	Лысов Н. Е. Об устанавливающемся процессе нагрева электрических
контактов.— «Изв. вузов. Электромеханика», 1963, № 8.
42.	Михеев М. А. Основы теплопередачи. М.— Л., Госэнергоиздат, 1947.
43.	Мукосеев Ю. Л. Распределение переменного тока в токопроводах.
М.— Л., Госэнергоиздат, 1959.
44.	Нейман Л. Р., Калантаров П. Л. Теоретические основы электротехники.
Ч. 1. М.— Л., Госэнергоиздат, 1959.
45.	Романовский В. Б. Электродинамическое взаимодействие между токове-
дущими системами.— В кн.: «Электротехника высокого напряжения». Т. 3. Под
«общ. род. А. А. Смурова. ОНТИ, 1935.
46.	Рыкалин Н. Н. Тепловые основы сварки. Изд-во АН СССР, 1947.
47.	Смайт В. Электростатика и электродинамика. Изд-во иностр, лит., 1954.
48.	Тамм И. Е. Основы теории электричества. Гостехиздат, 1946.	-
49.	Третьяк Г. Т., Лысов Н. Е. Основы тепловых расчетов электрической
-аппаратуры. ОНТИ, 1935.
330
. - 50. Усов В. В., Займовский А. С. Проводниковые, реостатные и контакт-
ные материалы. М.—Л., Госэнергоиздат, 1957.
51.	Хольм Р. Электрические контакты. М4зд-во иностр, лит., 1961:
52.	Холявский Г. Б. Расчет электродинамических усилий в электрических
аппаратах. М.—Л., Госэнергоиздат, 1962. .
53.	Barkan Р., Tuohy Е. I. A contact resistance theory for rough hemispherical
silver contact in air and vacuum. IAEE Trans, on Power Appar. a. Syst., 1965,
vol. pas-84, No. 12.
54.	Charles E. D. Mechanical forces on current-carrving conductors. Pore.
IEE, 1963, vol. 110, No. 9.
55.	Dwight H. B. Electrical coils and conductors. N. Y., London, Mac.
Graw-Hill Book Co, 1945.
56.	Handbuch der Physik, Bd. 4, 1929.
57.	Holm R. Therly of hardess and measurement, applicable to contact prob-
lems. Journ. of Appl. Phys., April 1949, vol. 20.
58.	Kohlrausch F. Annal. d. Physik, 1900, vol. 1.
59.	Mehta P. R., Swart R. L. Generalized formulation for electromagnetic
forces on current carrying conductors. IEEE Trans, on Power Appar. a.
Syst, 1967, vol. pas-86, No 2.
К г л а в e ч ет в ер той
60.	Акодис М. М., Корзун П. А. Определение восстанавливающегося на-
пряжения на контактах выключателя. М., «Энергия», 1968.
61.	Бальтеишпейгер, Касси и др. Переходное восстанавливающееся напря-
жение в сетях высокого напряжения при отключении короткого замыкания на
выводах выключателя. СИГРЭ, сессия 1968 г., доклад № 13-10. Выключатели
высокого напряжения. М., «Энергия», 1969.
62.	Буткевич Г. В. Дуговые процессы при коммутации электрических це-
пей. М., «Высшая школа», 1967.
63.	Третьяк Г. Т. Электрическая дуга. М.— Л., Госэнергоиздат, 1932.
64.	Хаммарлунд П. Восстанавливающееся напряжение па контактах вы-
ключателя. М.— Л., Госэнергоиздат, 1956.
65.	Эйдингер, Ридер. Проблемы неудаленных коротких замыканий. СИГРЭ,
сессия 1962 г., доклад 103. Выключатели высокого напряжения. М., «Энер-
гия», 1964.
;	66. Skeats W., Titus С., Wilson W. Several rate of rise of recovery voltages
associated with transmition line short circuit. IAEE Trans, on Power Appar,
a. Syst., Februar, 1958..
К главе пятой
67.	Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М., ГИТТЛ, 1954. '
68.	Браун С. Элементарные процессы в плазме газового разряда. Госатом-
яздат, 1961.
69.	Бай Ши-И, Магнитная газодинамика и динамика плазмы. М., «Мир»,
1964.
70.	Денбиг К< Термодинамика необратимых процессов. М., Изд-во иностр,
лит., 1954.
71.	Залесский А. М. Электрическая дуга отключения. М.— Л., Госэнерго-
издат, 1963.
72.	Кукеков Г. А. Разработка теории газодинамических процесов в воздуш-
ных выключателях. Л ПИ им. М. И. Калинина, 1958.
73.	Кукеков Г. А. Характеристики процесса истечения воздуха в дугогаси-
теле воздушного выключателя.— «Электричество», 1964, № 6.
74.	Кукеков Г. А. Проектирование выключателей переменного тока высо-
кого напряжения. Ч. 1. Изд. Л ПИ им. М. И. Калинина, 1951.
75.	Кукеков4Г. А., Каплан Г. С. Исследование дуги переменного тока при
гашении в шестифтористой сере.— «Электричество», 1969, № 6.
’	76. Кукеков Г* А., Каплан Г. С., Ветюкова Л. С. Сравнительные исследо-
вания ствола дуги в шестифтористой сере и в воздухе.— «Электротехника»,
1970, № 4.
331
z 77. Линниченко H. Н. Термодинамический эффект электрической дуги.—
«Электричество», 1948, № 6.
78.	Саттон Д.» Шерман А. Основы технической магнитной газодинамики.
М., «Мир», 1968.
79.	Финкельнбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плазма.
М., Изд-во иностр, лит., 1961.
80.	Франк-Каменецкий Д. А. Лекции по физике плазмы. Атомиздаг, 1968.
81.	Цейров Е. М. Влияние электрической дуги на поток воздуха в гасильной
камере воздушного выключателя.— «Электричество», 1949, № 11.
82.	Цейров Е. М. Электрические свойства сжатого воздуха в воздушном
выключателе.— «Электричество», 1958, №12.
83.	Выключатели высокого напряжения. Под ред. Н. В. Шилина. Переводы
докладов XII сессии СИГРЭ, 1968 г. М., «Энергия»,' 1969.
84.	Byrd Н., Beal В. A three-cycle 3500 MVA air blast circuit breaker
for 138 KV service. El. Eng., 1945, No. 5.
85.	Cassie A., Mason F. Post-arc conductivity in gas blast circuit breaker.
CIGRE, 1956, rep. 103.	i
86.	Groot R. Thermodinamics of irreversible processes. Amsterdam, 1951.
87.	Husa V., Cihelka I. Viv vlastni frekvence zotaveneko na vipinaci schop- '
nost tlakovzdunich vipinaveuo. El. Obzor, 1958, № 7.	j
88.	Ito T., Ushio T. Behavior of air blast circuit breaker around current ,
zero. El. Joum. of Japan, 1963, vol. 8, No. 112.
89.	Kesserling F., Koppelmann B. Das Schaltproblem der Hochspannungstech-
nik, Arch. f. El., 1936, Bd. 30, H. 1.
90.	Labouret F. Le phenomene du refoulement de Гаге electrique la limite *
lhermodynamique du pouvoir de coupure des interrupteurs pneumatiques. \
CIGRE, 1946, rep. 128.	'	j
91.	Lee T., Greenwood A., White D. Electrical breakdown of high thempera-
ture gases and its .implication in post-arc phenomena in circuit-breakers. Trans. 1
IEE, 1965, vol. 84.
92.	Lee T., Greenwood A. The mechanism of thermal breakdown of high^
themperature gas and its implication to circuit breakers. CIGRE, 1968, rep.
13-06.	‘	J
93.	Slepian I. Displacement and diffusion in fluid-flow arc extinction. EL |
Eng. Trans., April 1941, vol. 60.	. 'j
94.	Steenbeck M. Beitrage aus der Plamaphisik, 1960, Nr. 1.	|
95.	Swarbrick P. Composition and properties of a SF6 arc plasma. Brit.;J
Journ. Appl. Phys., 1967, vol. 18, No. 4.	•
96.	Teszner S., Dufour P. Post-arc current and its interpretation of the J
circuit-breaker and of the circuit. CIGRE, 1958, rep. 148.	f
К главе шестой	'J
97.	Борисов В. H., Александров Д. С., Межуева В. В. Исследования дугО’Ц
гасительных свойств фреона и элегаза.— «ДАН. Электроэнергетика». Вып. 6/Ж
1962.	*1
98.	Борисов В. Н., Александров Д. С., Межуева В. В. Исследование гаше-Я
ния электрической дуги в элегазе.— «ДАН. Электроэнергетика». Вып. 6, 1962.3
99.	Бронштейн А. М. Использование шестифтористой серы в высоковольт-г^Я
ной отключающей аппаратуре. ОНТИ ВНИИМ, 1964.	?4Я
100.	Гохберг Б. М. Пробой сжатых газов в неоднородном поле. ЖТФЛя
1941, №11.	Я
101.	Кукеков Г. А. Характеристики дуги при движении в магнитном полеЛЦ
ЖТФ. Т. 11, 1941, с. 229 и 972.
"	102. Кукеков Г. А., Каплан Г. С., Ветюкова Л. С. Характеристики npoJH
цесса гашения электрической дуги в дугогасителях с продольным дутьеад|
в шестифтористой сере выключателей переменного тока высокого напряжения.-?$9
«Электричество», 1968, № II.	/ЛЯ
103.	Кукеков Г. А., Каплан Г. С., Ветюкова Л. С. Основные характеристики^
процесса гашения электрической дуги в дугогасителях с продольным дутьем|Я
в элегазе. Тезисы докладов к 5-й научно-техн, конференции по высоковольтка
ному аппаратостроению. НТОЭП, 1967.	»
332	' >Ж|
104.	Кукеков Г/А., Каплан Г. С., Ветюкова Л. С. Исследования, связан-
ные с применением шестифтористой серы в дугогасителях с продольным дутьем
выключателей переменного тока выс^ого напряжения. Тезисы докладов
к 6-й научно-техн, конференции по высоковольтному аппаратостроению. М.»
Информэлектро, 1970.
105.	Кукеков Г. А., Каплан Г. С. Исследование дуги переменного тока при
гашении в шестифтористой сере.— «Электричество», 1969, № 6.
106.	Кукеков Г. А., Каплан Г. С., Ветюкова Л. С. Сравнительные исследо-
вания ствола дуги в шестифтористой сере и в воздухе.— «Электротехника»,
1970, № 4.
107.	Полтев А. И. Элегазовые выключатели нагрузки на напряжение
35—110 кв,— «Электротехника», 1964, № 8.
108.	Полтев А. И. Элегазовые аппараты. Л., «Энергия», 1971.
109.	Сэто Т., Ватанабэ Ц., Оно А. Элегазовые выключатели на 500 кв
и их практическая оценка. «Мицубиси Денки Тихо», 1969, Т. 43, X® 3
(японск. яз.).
ПО.	Шерклиф Дж. Курс магнитной гидродинамики. М., «Мир», 1967.
111.	Aspeiy W„ Baher В. Fluid-blast circuit interrupter having serially-rela-
_ ted pressure generating and interrupting arcs (West El. Corp.). Pat. (USA),
K. 200—148, N 3259724, 5-VII-66. .
112.	Browne T. E., Leeds W. M. A New medium for circuit interruption.,
- CIGRE, 1960, rep. 112.
113.	Calvino В. I., Pezzi P. Interruption characteristics of an SFe self-
f extinguisching circuit-breaker. CIGRE, 1968, rep. 13-04.
114.	Friedrich R. E., Yesley R. N. SFe circuit Ьгеакег—a new design con-
‘ cept: Westinghouse Eng., 1959, vol. 19, No. 2.
115.	Frischmann K. Uber die notwendige Erdungschaltgeraten, ,,Electrie“,
. 1961, П. 7.
116.	Frind G. Uber das Abklingen von Lischtbogen. Zeitschrift fur Ange-
< wandte Physik, 1960.
117.	Fukuda S., Ushio T., Miyamoto T. Recent studies on ans bechaviours
around current zero in SF$ gas, CIGRE, 1968, rep. 13-03.	'
118.	Ito T., Kamatani A., Miyamoto T. Arc quenching phenomena in SFe
gas. Mitsubishi Denki Giho, 1965, vol. 39.
119.	Leeds W. M., Browne T. E., Strom A. P. The use of SF6 for high power
quenching. AIEE Trans. 1957,vol. 76, pt. 3.
120.	Markusch D. Untersuchungen am rotierenden SchaltHchbogen in -Schwe-
' felhexafluorid, ,,Elektrie“, 1967, H. 10.
,	121. Robinson M. B., Philosophos I A., Manion L P. Reignition voltage
characteristics of freely recovering arcs in electronegative gases. IEEE paper,
1967, No. 31.
,	122. Schneider W. Journ. of Chem. Phys. 1951, vol. 19, No. 7.
123.	Swarbrick P. Composition and properties of a SFe arc plasma. Brit.
Journ. Appl. Phys., 1967, vol. 18, No. 4.
124.	Van Sickle R. C., Yeckley R. N. A 500 kv—circuit breaker using SFe
gas. AIEE Trans, on Power Appar. a. Syst., 1965, vol. pas-84, No. 10.	_
К главе седьмой
- 125. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. ГИТТЛ, 1954:
126.	Авакян С. В. Расчет газодинамических процессов' в дугогасящих
устройствах с масляным дутьем.— «Электричество», 1951, № 4.
127.	Ли-Цзи. Методика расчета длительности горения дуги в дугогаси-
' тельных камерах с масляным автодутьем. Научно-техн, информ, бюллетень
ЛПИ им. М. И. Калинина, 1959, № 7.
128.	Ситников О. П. Работа дугогасящих устройств с газовым , авто-
дутьем.— «Электричество», 1953, № 4.
129.	Третьяк Г. Т. Электрическая дуга. М.— Л.\ Госэнергоиздат, 1932.
130.	Хаммарлунд П. Восстанавливающееся напряжение на контактах вы-
ключателя. М., Госэнергоиздат, 1956.
333
131.	Шилин H. В. Расчет газодинамических процессов в дугогасящих
устройствах масляного дутья.— «НДВШ. Энергетика», 1958, № 3.
132.	Эккерт Э. Р., Дрейк Р. М. Теория тепло- и массообмена. М.-— Л., Гос-
энергоиздат, 1961.
133.	Alm Е. Physical properties of arc in circuit breaker. Stockholm. Trans,
of the Royal Inst, of Technolog., 1949, No. 25,
134.	Altbiirger P. Experimentale Untersuchung des Abschaltvorganges unter
01 bei 6000 v. Arch. f. EL, 1928, Bd. 21, H. 1.
135.	Bruce M. A. Electrical discharges in relation to circuit breaking. London.
Butterworths Scientific Publication, 1953.
136.	Bruce M.. A. The distribution of energy liberated in an oil circuit-
breaker with a contribution to the study of the arc temperature. Journ. Inst.
Rl. Eng., 1931, vol. 69.	7
137.	Funkelmann E. Der elektrische durchschlag verschiender gase unter
hohen druck. Arch. f. EL, 1937, Bd. 31.
138.	Ganger B. Elektrische Festigkeit von Zuftisolationen bei hohen Schalt-
spannungen. ETZ-A, 1966, Bd. 87, Nr. 21.
139.	Yiri Kracic. Vypocet tlahu ve vybusne komore. EL Obzor, 1956, t. 45, ;
No. 2.	J
140.	Kesselring F. Das Schaltproblem der Hochspannungstechnik.. Arch. f. Г
El, 1941, Bd. 52, Nr. 3.	,
141.	Kopplin H., Schmist E. Post-arc currents, their measurement and their •
importance for the interpritation of interruption in H. V. Row oil content cir- ?
cuit-breakers, CIGRE, 1960, rep. 107.
142.	Robinson M. B., Philosophos I. A., Manion I. P. Reignition voltage ;
characteristics of freely recovering arcs in electronegative gases. IEEE paper, ]
1967, No. 31.
143.	Teszner S., Dufour P. Post-arc current and its interpretation of the |
circuit-breaker and of the circuit. CIGRE, 1958, rep. 148.	$
144.	Vogelsanger E. Rccherches sur 1’extiction de Гаге dans des disjoncteurs
a faible volume d’huile. CIGRE, 1954, rep. 12.
К г л а во в о с ь мой	J
145.	Буткевич Ю. В., Бронштейн А. М., Выключатели с твердым газогене- /а
рирующим веществом 6—10 кв, 200 а.— «Электричество», 1946, № 5.	Щ
146.	Research of hard gas circuit-breaker. The EL Journal, 1957, vol. 159, |
No. 26.	|
К главе девятой
147.	Карслоу Г., Эгер Д. Теплопроводность твердых тел. М., «Наука», 3
1964.	'
148.	Кукеков Г. А. Выключатели высокого напряжения с магнитным гаше-
нием дуги.— В кн.: «Труды II Всесоюзного совещания по высоковольтному
аппаратостроению». М — Л., Госэнергоиздат, 1947.	$
149.	Кукеков Г. А. и Крайн М. С. Движение дуги в поперечном магнитном
иоле между охлаждающими стенками камеры.-- «Вестник электропромышлен-. з
ности», 1952, № 12.	д
150.	Кукеков	Г. А.	Вольт-амперная	характеристика	электрической	дуги,	d
охлаждаемой в щелевом канале. ЖТФ, 1956, т. 11.	'Ц
151.	Кукеков	Г, А.	Вольт-амперная	характеристика	электрической	дуги,?
охлаждаемой в щелевом канале.— «Труды ЛПИ им. М. И. Калинина», 1958,
№ 195.	'
152.	Кукеков Г. А. Характеристики дуги при движении в магнитном поле, я
ЖТФ, 1941, т. 11, с. 229 и 972.	|
153.	Кукеков Г. А., Шишман Д. В. и др. Искровые промежутки с электро- 'я
магнитным узкощелевым дугогасителем, -предназначенные для вентильных раз-
рядников переменного тока.— «Электричество», 1964,	12.	. '7
154.	Прандтль Л», Титьенс О. Гидроаэромеханика. Т 2. ОНТИ, 1935.	'
,	155. Рюденберг Р. Переходные процессы в электроэнергетических системах. •-$
Изд-во иностр, лит., 1955.	;
334
156.	Browne T. E.t Strom A. P. A — C arc phenomena near refractoty sur-
faces. AIEE Transactions, 1951, vol. 70.
157.	Kirschtein B., Koppelmann F. Beitrag zur Minimumtheorie Lichtbogen-
saule. Wiss. Verof. a. d. Siemens-Konz., 1937, Ed. 16, H. 3.
158.	Linde L. J., Wyman B. W. The development and performance of
magnetic-type power circuit breaker. AIEE Trans., 1946,'vol. 65, No. 6.
159.	Maxfield F. A., Benedict R. R. Theory of gaseous conduction and elect-
ronics. New-York. Me. Graw-Hill Book Co., 1941.
К главе десятой
*	160. Зельдович Я. В. Теория ударных волн и введение в газодинамику^
М., Изд-во АП СССР, 1946.
161.	Герц Е. В. Пневматические приводы. М., «Машиностроение», 1969.
162.	Кукеков Г. А. Методы расчета основных газодинамических характе-
ристик газонапорных выключателей.— «Труды ЛПИ им. М. И. Калинина»^
- 1948,. № 3.
163.	Кукеков Г. А. Проектирование выключателей переменного тока высо-
кого напряжения. Ч. 1. Изд. ЛПИ им. М. И. Калинина, 1951.
164.	Леонтович М. А. Введение в термодинамику. Мъ Гостехтеоретиздак
1951.
165.	Страхович К. И. Прикладная газодинамика. ОНТИ, 1937.
К главе одиннадцатой
166.	Александров В. Л. Техническая гидромеханика.. М.— Л., Гостсхиз-
5 дат, 1946.
167.	Аронович И. С. О применении рычажно-шарнирных механизмов в ап-
' паратостроении. — В кн.: «Высоковольтное аппаратостроение»/ Л., Госэнерго-
издат, 1954.
168.	Аронович И. С. ВыпряхМляющие механизмы, применяемые в выключа-
телях.— В кн.: «Высоковольтное аппаратостроение», ОНТИ, 1935.
169.	Артоболевский И. И. Структура, кинематика и кинетостатика много-
звенных плоских механизмов. ГОНТИ, 1939.
170.	Артоболевский И. И. Теория механизмов и машин. М., Техиздати
/ 1966.	-	-
*	171. Бачурин Н. И. Некоторые вопросы проектирования механизмов высо-
ковольтных выключателей.— В кн.: «Высоковольтное аппаратостроение». Л.,
Госэнергоиздат,- 1954.
172.	Варденбург А. К. Пластические массы в электротехнической промыш-
ленности. М.— Л., Госэнергоиздат, 1957.
 173. Геннель С. В. Древесные пластики в технике. М., Изд-во АЫ СССР,
1959.
174.	Добровольский В. В. Теория механизмов. Ч. 1. М., Главная редакция,
авиац. лит., 1936.
- 175. Информационные материалы по выключателям фирм «Альстом и
Дель». ЦИНТИ, 1960.
176.	Карман Т. и Био М., Математические методы в инженерном деле.
М.— Л., Гостсхиздат, 1946.
177.	Кожевников С. И. Теория механизмов и машин. Л., Машгнз, 1949.
178.	Крылов А. Н. О некоторых дифференциальных уравнениях математи-
ческой физики. М., Изд-во АН СССР, 1933.
179.	Погодин-Алексеев Г. И. (под ред.). Справочник по машиностроитель-
ным материалам. Т. 1, 2, 3 и 4. М., Машгиз, 1959.
180.	Barkan Р. Dynamics  of high capacity outdoor oil circuit breakers.
Trans, AIEE, August 1955, vol. 74.
181.	Maksymiuk I. Mechaniczna teoria Lacznikow elektrycznych zestykowych..
Panstwowc wydawnictwo naukowe. Warszawa, Lodz, 1962.
182.	Perry E. R., Morelly N. W. A new hydraulic mechanism for power-
circuit breaker. Trans. AIEE, 1954, vol. 73, part III-A.
335
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.............................................................	3
Главапервая.
Общие исходные предпосылки для расчета и конструирования выключателей
переменного тока высокого напряжения ...................................; 5
1-1. Типичные условия работы выключателей -в современных электрических
' установках и системах передачи переменного тока высокого напряжения —
1-2. Последовательность расчета и конструирования отдельных узлов ...	9
1-3. Технические характеристики выключателей..............  .	. . . Н
1-4. Некоторые соображения по выбору типа выключателя....................15
1-5. Конструктивные схемы выключателей ..................................29
Глава вторая.
Общая электрическая изоляция выключателей переменного тока высокого на-
пряжения . /............................................................ 35
2-1. Уровень изоляции выключателей ... . ’................................—
2-2. Практические методы расчета общей электрической изоляции .... 41
2-3. Приближенные методы расчета распределения напряжения по отдель-
ным разрывам одного полюса....................................  46
2-4. Примерный расчет общей электрической изоляции.......................50
Глава третья.
Расчет частей токоведущей системы выключателя............................52
3-1. Общие соображения..................'.................................—
3-2. Практические методы расчета электродинамических сил ...... 53
3-3. Электродинамический расчет плоского токоведущего контура, составлен-
ного из прямолинейных отрезков проводов...........................  57
•	3-4. Тепловой расчет частей токоведущего контура	..........67
-	3-5. Основы методов расчета нагрева токоведущих частей.............69
3-6. Тепловые расчеты токопроводов на нагрев током при длительной	работе	75
•	3-7. Приближенный расчет нагрева токоведущего стержня	ввода	....	80
•	3-8. Приближенный расчет токоведущей системы камеры воздушного выклю-
чателя ............•	. ........................................    85
•3-9. Расчет термической устойчивости токопроводов выключателей . ’. . . 91
3-10. Расчет размыкающих контактов (контактных систем) ...... 93
Г л а в а чет в е р т а я.	’
Общая характеристика процессов при гашении электрической дуги в выклю-
чателях переменного тока высокого напряжения и задачи расчета . . . .114
4-1. Электродуговое размыкание электрических цепей переменного тока вы- у
сокого напряжения................................'....................—	J
4-2. Электрическая дуга в дугогасителях переменного тока высокого напря-
жения ...................................- * .......................123	।
336	. j



4-3. Задачи расчета дугогасителей выключателей переменного тока высокого
напряжения..........................................................125
4-4. Основные требования к дугогасительным^устройствам выключателей и
исходные данные для их расчета......................................127
Глава пятая.
Расчет основных параметров и характеристик дугогасительных устройств
воздушных выключателей.................................................129
5-1. Общая характеристика процесса гашения дуги в дугогасителях с про-
дольным воздушным дутьем..............................................—
5-2. Свойства плазмы ствола электрической дуги.........................131
5-3. Параметры и характеристики ствола дуги в продольном потоке сжа-
того газа ..........................................................142
5-4. Расчет истечения воздуха (газа) через цилиндрическое сопло при на-
. личии в нем электрической дуги...................................... 148
5-5. Характеристики процесса гашения электрической дуги в области пере-
хода тока через нуль при продольном воздушном дутье.................164
5-6. Приближенный расчет восстановления электрической прочности между-
контактпого промежутка и определение номинального напряжения дуго-
гасителя .......................................................... 170
5-7. Динамическая' характеристика остаточного ствола дуги в области пере-
хода тока через нуль при продольном воздушном дутье.................181
5-8. Элементы расчета и конструкции дугогасительных устройств с продоль-
ным воздушным дутьем, с шунтирующим низкоомным сопротивлением . 183
5-9. Конструкции дугогасительных устройств с продольным воздушным дутьем 189
Главашестая.
Характеристики процессов гашения электрической дуги в дугогасителях эле-
газовых (SFe) выключателей переменного тока высокого напряжения . . . 198 *
6-1. Вводные замечания................................................—
6-2. Физико-химические свойства элегаза.............................201
6-3. Состав и основные свойства плазмы ствола дуги в элегазе ..... 202
6-4. Ствол электрической дуги в продольном потоке элегаза ...... 205
6-5. Процесс гашения электрической дуги в области перехода тока через
нуль при продольном дутье в элегазе...........................  211
6-6. Конструкции и характеристики, элегазовых дугогасителей выключателей
переменного тока высокого напряжения..........................;	. . 219
Глава седьмая.
Расчет и конструирование дугогасительных устройств масляных выключателей 231
7-1. Основные вопросы проектирования дугогасительных устройств ... —
7-2. Расчет мощности и энергии дуги отключения и процесса газообразования
при горении дуги в масле........................................237
7-3. Расчет давления в камере при замкнутом газопаровом пузыре . . . . 241
7-4. Расчет давления в камере при истечении из нее газопаровой смеси . . 244
7-5. Расчет восстанавливающейся электрической прочности дугового проме-
жутка . . . ,.................................................  249
7-6. Приближенный метод расчета процесса наполнения камеры маслом по-
сле гашения дуги .............................................. 253
7-7. Последовательность расчета камер с масляным автодутьем.........254
Глававосьмая.
Расчет и конструирование дугогасительных устройств автогазовых выключа-
телей . . . ....................................................... 256
8-1. Общая характеристика процесса гашения дуги в автогазовом дугогаси-
теле. Конструктивные схемы . ...........................
8-2. Приближенный расчет основных характеристик автогазового дугогаси-
тельного устройства............................................ 258
Глава девятая.
Расчет и конструкции дугогасительных устройств щелевого типа с магнит-
ным гашением дуги в воздухе........................................‘ . 262
9-1. Общая характеристика процесса гашения дуги в дугогасителях с маг-
нитным гашением . . :............................................... —‘
9-2. Вольт-амперная характеристика электрической дуги» охлаждаемой в ще-
левом канале дугогасителя........................................ 264
9-3. Отключение щелевым дугогасителем индуктивной цепи...............-268
9-4. Процессы в дуговом промежутке .в области перехода тока через нуль
при гашении дуги в узкощелевом дугогасителе.......................270
9-5. Расчет скорости движения дуги под влиянием поперечного магнитного
поля в щелевом дугогасителе...................................... 271
9-6. Расчет нагрева стенок щелевой камеры. Расчет тока отключения . . . 276
9-7. Выбор и расчет основных геометрических параметров и основных ха-
рактеристик щелевой дугогасительной камеры с магнитным гашением . 278
9-8. Конструкции дугогасительных устройств с магнитным гашением дуги
в узкой щели......................................................280
Г^ава десятая.
Методы расчета основных газодинамических характеристик воздушных (воз-
духонапорных) выключателей..........................................  284
10-1. Общие соображения.................................................—
1С-2. Расчет наполнения сжатым воздухом дугогасительных камер . . . 285
10-3. Расчет истечения воздуха цз резервуара в атмосферу............у.	293
10-4. Расчет истечения воздуха из ограниченного объема при большом по-
нижении давления . . 1........................................  294
10-5. Наполнение рабочего пространства цилиндра пневматического меха-
низма ......................................................... : . 296
10-6. Пример расчета наполнения камеры воздушного выключателя иа ПО кв 299
Глава одиннадцатая.
Методы расчета приводных механизмов выключателей ......... 302
11-1. Кинематические схемы приводных механизмов................... . . “•
11-2. Исходные данные для расчета приводных механизмов с пружинным
отключением.................'............................... . . 306
11-3. Расчет динамики приводных механизмов с пружинным отключением . 310
11-4. Расчет динамики пневматического механизма дугогасителя воздуш- .
ного выключателя . . . . .......................................327
Список литературы.....................................................330