/
Текст
1 р. 10 к.
о
LZ
А.И.ПОЛТЕВ
КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТ
ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
А.Й.ПОЛТЕВ
КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТ
ЭЛЕГАЗОВЫХ АППАРАТОВ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ЛЕНИНГРАД
«ЭНЕРГИЯ»
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
1979
ББК 31.26
П52
УДК 621.315.618.9
Рецензент В. К. Тарасов
Полтев А. И.
П 52 Конструкции и расчет элегазовых аппаратов высокого
напряжения.— Л: Энергия, Ленингр. отд-ние, 1979.—
240 с., ил.
В пер.: 1 р. 10 к.
В книге приведены свойства элегаза как изоляционной, дугогасительной и
теплоотводящей среды для электрических аппаратов высокого напряжения, опи-
саны конструкции элегазовых выключателей, выключателей нагрузки и гермети-
зированных распределительных устройств и рассмотрены вопросы их расчета.
Показано, что аппараты позволяют существенно повысить производительность
труда в энергетике.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, занимающихся
проектированием, изготовлением, монтажом и эксплуатацией распределительных
устройств высокого напряжения. Она может также служить пособием для студен-
тов энергетических вузов и факультетов.
„ 30307—117
П------------ 117—79. 2302030000
051(01)—79
ББК 31.26
6П2.1.081
© Издательство «Энергия», 1979
ПРЕДИСЛОВИЕ
Осуществление программы Коммунистической
партии Советского Союза по развитию отечествен-
ной энергетики ставит серьезные задачи перед
электротехнической промышленностью. Обширные
пространства Советского Союза изобилуют разно-
образием условий, которые приходится учитывать
при создании электрических аппаратов высокого
напряжения. Отечественная промышленность дол-
жна поставлять аппараты для арктических районов
Сибири и субтропиков, энергетических объектов,
сооружаемых в высокогорных районах и районах
с сильно загрязненной атмосферой, для электро-
снабжения крупных городов, промышленных цен-
тров и сельскохозяйственных районов со сравни-
тельно маломощными электрическими сетями.
Объединение сетей и создание единой энергети-
ческой системы связано с повышением технических
параметров и ужесточением требований, предъяв-
ляемых к электрическим аппаратам высокого на-
пряжения. Эти задачи становятся трудноразреши-
мыми при использовании традиционных методов
гашения дуги, изоляционных и дугогасительных
сред.
Широко применяемые в настоящее время мас-
ляные и воздушные выключатели имеют и свои
преимущества, и свои недостатки. Они объясня-
ются свойствами сред, используемых в этих аппа-
ратах для изоляции и гашения дуги. Масло таит
опасность пожара и взрыва. Применение воздуш-
ных выключателей связано с необходимостью про-
изводства, кондиционирования и хранения сжатого
воздуха. Затруднительна эксплуатация воздушных
и масляных выключателей при низких температу-
рах. Естественно поэтому, что исследователи не-
прерывно ведут поиски новых принципов коммута-
ции цепей и новых сред, которые сохраняли бы
3
преимущества традиционных сред, но не имели бы
их недостатков.
В послевоенные годы в аппаратостроении наме-
тились три новых направления: использование для
целей коммутации полупроводниковой техники,
применение вакуума и элегаза в качестве дугога-
сительных и изоляционных сред. Однако широкое
использование полупроводниковых приборов в ком-
мутационных аппаратах высокого напряжения свя-
зано с необходимостью дальнейшего развития этой
техники. В распределительных устройствах средних
классов напряжения находят применение вакуум-
ные выключатели и выключатели нагрузки. Но
наибольшее распространение в мировой практике
получили элегазовые аппараты.
Удачное сочетание в элегазе изоляционных, ду-
гогасительных и теплоотводящих свойств расши-
ряет пределы рабочих напряжений и токов выклю-
чателей без применения чрезмерных давлений газа
и большого числа последовательных разрывов, от-
крывает возможности для создания новых ком-
плексов электрических аппаратов — герметизиро-
ванных распределительных устройств. Поставки
таких аппаратов в необходимых для нужд энерге-
тики количествах позволят существенно сократить
сроки ввода энергетических объектов и количество
эксплуатационного персонала.
Еще в конце прошлого века было обнаружено,
что некоторые газы и пары, в состав которых вхо-
дят элементы VI и VII групп периодической сис-
темы Менделеева, обладают повышенной по
сравнению с воздухом и азотом электрической
прочностью.
В 30-х годах нашего столетия в связи с прове-
дением исследований в области ядерной физики
началось интенсивное изучение прежде всего изо-
ляционных и некоторых физических свойств этих
газов как в Советском Союзе, так и за рубежом.
Большую работу не только по исследованию элек-
трической прочности различных паров и газов, но
и по выбору из многих известных соединений та-
кого, которое в наиболее полной мере удовлетво-
ряло бы необходимым требованиям, провел совет-
ский исследователь Б. М. Гохберг с сотрудни-
ками.
Комплексные исследования, проведенные ими,
показали, что из всех исследовавшихся газов одна
лишь шестифтористая сера (SFe), впервые полу-
4
ченная Муазоном и Лебом в 1890 г., наиболее
полно отвечает необходимым требованиям, что от-
крывает возможность широкого применения ее
в электротехнике, и в частности в коммутационных
аппаратах высокого напряжения. За весьма бла-
гоприятное сочетание электрических, физических и
химических свойств Б. М. Гохберг назвал это со-
единение электротехническим газом — элегазом.
Это название в Советском Союзе получило широ-
кое распространение и укрепилось за ним.
Советские исследователи в конце 30-х и начале
40-х годов предложили использовать элегаз в ка-
белях, конденсаторах и выключателях. В настоя-
щее время почти все крупнейшие электротехниче-
ские фирмы мира выпускают элегазовые аппараты
и ведут развернутым фронтом исследовательские и
конструкторские работы. Широкое использование
элегаза в электротехнической промышленности
способствовало появлению и развитию нового ком-
плекса энергетического оборудования — герметизи-
рованных распределительных устройств, которые
в мировой практике получают все большее распро-
странение.
В настоящей книге систематизированы и обоб-
щены сведения о свойствах элегаза, его примене-
нии в электротехнической промышленности и рас-
смотрены вопросы расчета и конструкций элегазо-
вых аппаратов. В главе 1 рассмотрены физические
и химические свойства элегаза и его производство,
в главе 2 — электрическая прочность элегаза и
конструкции с элегазовой изоляцией, в главе 3 —
дугогасительная способность элегаза и сравнение
ее с дугогасительной способностью воздуха;
в главе 4 рассмотрены принципы построения и кон-
струкции элегазовых выключателей и выключате-
лей нагрузки, в главе 5 — вопросы конструирова-
ния и расчета герметизированных распределитель-
ных устройств.
В настоящей работе в незначительном объеме
использован материал (в основном иллюстратив-
ный) книги «Элегазовые аппараты», вышедшей
в 1971 г.
Автор выражает глубокую признательность
д-ру техн, наук Е. В. Калинину за помощь, ока-
занную в подборе материалов для книги, проф.
В. В. Афанасьеву и рецензенту книги В. К. Тара-
сову за ценные замечания, способствовавшие улуч-
шению рукописи.
5
Ввиду того что в настоящее время ведутся ин-
тенсивные исследовательские и конструкторские
работы в области элегазовых аппаратов высокого
напряжения, последние результаты таких работ,
естественно, не могли быть освещены в книге. Ав-
тор поэтому просит читателей наряду с указанием
возможных недостатков книги давать рекоменда-
ции по ее улучшению. Отзывы и замечания просьба
направлять по адресу: 191041, Ленинград, Д-41,
Марсово поле, 1, Ленинградское отделение изда-
тельства «Энергия».
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ЭЛЕГАЗА
1-1. Элегаз — среда для электротехнического оборудования
Наиболее распространенными изоляционными, дугогаситель-
ными и охлаждающими средами, которые применяются в элек-
тротехническом оборудовании, являются минеральное масло и
воздух. Газы по сравнению с маслом и твердыми изоляцион-
ными материалами имеют определенные преимущества, глав-
ные из которых — ничтожнейшая проводимость и практическое
отсутствие диэлектрических потерь, независимость в однород-
ном поле электрической прочности от частоты, неподвержен-
ность газовой изоляции заметным остаточным изменениям и
малая загрязняемость под действием дуги и короны.
Электрическая прочность газовой изоляции в однородных
или слабо неоднородных полях увеличивается с ростом давле-
ния и при определенных условиях может превысить электриче-
скую прочность трансформаторного масла, фарфора и высокого
вакуума.
Для упрощения конструкций оборудования с газовой изоля-
цией желательно, чтобы необходимая электрическая прочность
была обеспечена при сравнительно небольшом избыточном дав-
лении.
Однако при применении газа в электротехническом оборудо-
вании, помимо изоляционных, необходимо учитывать и другие
свойства газов, а именно: сам газ и продукты его разложения
не должны быть токсичными; газ должен быть химически ней-
трален по отношению к примененным в устройстве материалам;
газ должен иметь низкую температуру сжижения, чтобы его
можно было использовать при повышенных давлениях и тре-
буемых по условиям эксплуатации температурах; газ должен
обладать хорошей теплоотводящей способностью; диссоциация
газа должна быть незначительной; газ должен быть пожаро-
и взрывобезопасным; газ должен быть легкодоступным и не-
дорогим.
При использовании газа в коммутационных аппаратах необ-
ходимо, кроме того, чтобы газ обладал хорошей дугогаситель-
ной способностью. С точки зрения доступности воздух имеет
неоспоримое преимущество по сравнению со всеми другими
газами, однако по совокупности требований он не всегда
7
приемлем. Некоторые газы и пары обладают значительно более
высокой электрической прочностью, чем воздух. Однако лишь
некоторые из них удовлетворяют требованиям, предъявляемым
к электрической газовой изоляции. Так, многие вещества в обыч-
ных условиях находятся в жидком состоянии, как, например,
CCI4, имеющее в газообразном состоянии электрическую проч-
ность, в 6,3 раза большую, чем воздух. Многим веществам,
кроме того, свойственно более или менее интенсивное разложе-
ние в условиях электрического разряда. Наконец, некоторые
вещества при разложении выделяют свободный углерод, кото-
рый, оседая на поверхности твердых изоляционных элементов
конструкции, делает их проводящими.
Единственным газом, наиболее полно удовлетворяющим по-
ставленным требованиям, является элегаз. Чистый газообраз-
ный элегаз совершенно безвреден, химически не активен, по-
этому в обычных эксплуатационных условиях он не действует
ни на какие материалы, применяемые в аппаратостроении, об-
ладает повышенной теплоотводящей способностью и является
очень хорошей дугогасительной средой, позволяющей произво-
дить отключение очень больших токов при чрезвычайно боль-
ших скоростях восстановления напряжения. В однородном поле
электрическая прочность элегаза в 2,3—2,5 раза выше проч-
ности воздуха.
Низкие температуры сжижения и сублимации дают возмож-
ность при обычных условиях эксплуатировать элегазовые аппа-
раты без специального подогрева. Элегаз не горит и не под-
держивает горения, следовательно, элегазовые аппараты явля-
ются взрыво- и пожаробезопасными.
Стоимость элегаза существенно зависит от объема его про-
изводства. На международном рынке элегаз продается по цене
3,75* долл, за килограмм. При большом его потреблении стои-
мость единицы объема элегаза, имеющего такую плотность, при
которой достигается равная с маслом электрическая прочность,
незначительно будет отличаться от стоимости единицы объема
масла. Но при правильной эксплуатации элегаз не стареет и
не требует поэтому такого тщательного ухода за собой, как
масло.
Конструктор должен хорошо знать свойства элегаза, чтобы
в полной мере использовать его преимущества и свести к мини-
муму влияние слабых его сторон.
1-2. Основные физические свойства элегаза
Элегаз представляет собой соединение, имеющее химическую
формулу SFe- При нормальных условиях это бесцветный, не
имеющий запаха газ, плотность которого 6,52 кг/м3 при нор-
* По данным за 1970 г.
8
мальном атмосферном давлении и температуре 0° С. Он прибли-
зительно в пять раз тяжелее воздуха. Молекулярная масса эле-
газа 146,06. В нем содержится 21,95% серы и 78,05% фтора.
При атмосферном давлении элегаз, как и углекислый газ,
может находиться только в газообразном и твердом состоянии.
При раб = Ю5 Па температура перехода из твердого состояния
в газообразное (температура возгонки) равна — 63,8° С. При дав-
лениях свыше Раб = 2,28- 105 Па элегаз в зависимости от темпе-
ратуры может находиться во всех
трех агрегатных состояниях. При
этом давлении температура трой-
ной точки равна —50,8° С. Кривая
давления насыщенного пара приве-
дена на рис. 1-1. Отметим для срав-
нения, что для воды, свободной от
воздуха, тройная точка имеет ме-
сто при температуре +0,01° С и
давлении 611 Па.
Кривая, приведенная на рис. 1-1,
показывает, что элегаз может быть
сжижен давлением; обычно он и
транспортируется в жидком состо-
янии в баллонах.
При изменении давления и тем-
пературы плотность р газообраз-
ного элегаза изменяется в соответ-
Рис. 1-1. Кривая давления
насыщенного пара элегаза
ствии с уровнем
р=ро-^4^’ <ь1)
Ро Т
где ро — нормальное (атмосферное) давление; Т0=273,2°С; р0 —
табличное значение плотности при выбранном давлении и за-
данной температуре.
Плотность р жидкого элегаза при различных температурах
О имеет следующие значения:
», °C .... —50,8
р, кг/м* • • 1910
S, °C .... 25,01
р, кг/м’ • • • 1332
—45 —39 —20
1819 1787 1670
29,65 34,04 39,22
1270 1202 1111
0 14,80 20,94
1540 1432 1371
42,05 43,98 45,55
1038 968 734
Плотность газообразного элегаза при 0=21,10° С и различ-
ном давлении р такова:
р, Па...............IO» 2-Ю5 310» 5.10» щв
р, кг/м3............ 6,14 12,4 18,8 32,3 69,6
Зависимость плотности жидкого и газообразного элегаза от
температуры приведена на рис. 1-2.
Критическая температура элегаза, при которой исчезают
различия в физических свойствах между жидкостью и паром,
9
равна +45,6° С. При этой температуре плотности насыщенного
пара и жидкости становятся одинаковыми, граница между ними
исчезает и теплота парообразования обращается в нуль.
В критической точке сжимаемость вещества бесконечно ве-
лика, т. е. (dV/dp)rK—’’°0. Следовательно, экспериментальное
определение критического удельного объема весьма затрудни-
тельно. Поэтому его определяют по правилу «прямолинейного
диаметра», согласно которому полусумма плотности насыщенной
жидкости у' и плотности пара у" элегаза в системе координат
у, образует прямую. Ордината точки пересечения этой прямой
с вертикалью, соответствующей критической температуре,
равна плотности вещества
в критической точке. Уравне-
ние прямой имеет вид
Y'+?" = 1,34797 _ 0,00190457.
2 (1-2)
Давление насыщенных па-
ров элегаза при критической
температуре, называемое кри-
тическим давлением, будет
Ркр=37,5-105 Па. Объем, за-
нимаемый одной грамм-моле-
кулой элегаза, и плотность при
Рис. 1-2. Зависимость плотности жид-
кого и газообразного элегаза от тем-
пературы
критических температуре и
давлении соответственно равны 201 см3 и 0,741 г/см3.
Если элегаз находится в неограниченном объеме, то плот-
ность его при изменении температуры меняется, уменьшаясь
с ростом последней. В замкнутом же объеме аппарата давление
газа при изменении температуры будет изменяться, при этом
плотность останется неизменной, равной плотности в момент
заполнения. Идеальные газы строго подчиняются газовым за-
конам. Их поведение в замкнутом объеме описывается урав-
нением состояния
pV = RT.
(1-3)
Это уравнение справедливо и для такого реального газа, как
элегаз, но при достаточно высокой температуре и сравнительно
низком давлении. Для условий же, имеющих место в электри-
ческих аппаратах и установках высокого напряжения, поведе-
ние элегаза описывается уравнением Битти — Бриджмена, ко-
торое может быть записано в следующей форме:
р= (1.4)
где р — абсолютное давление газа, Па; /?=8314 м3-Па/
/(моль*К); Т — температура, К; Vv—мольный объем, м3/кмоль
10
при данной температуре и давлении; А= 15,78-(1—0,1062/VJ,
В = 0,366- (1—0.1236/VJ.
Уравнение (1-4) справедливо при Vv>0,3 м3/кмоль и тем-
пературах до 100° С.
На рис. 1-3 приведены кривые изменения давления элегаза
от температуры при различных плотностях наполнения сосуда.
Эти кривые удобны для определения количества элегаза, по-
требного для заполнения аппарата с известным объемом V.
Масса необходимого количества эле-
газа
m = pV. (1-5)
Однако при наличии обычных при-
боров для измерения давления (мано-
метров или моновакуумметров) поль-
зоваться этими кривыми в процессе
эксплуатации неудобно. В реальных
условиях часто измеряют не плотность,
а давление. Чтобы однозначно охарак-
теризовать плотность, определяющую
электрическую прочность, дугогаси-
тельную способность и теплоотводя-
щую способность, необходимо помимо
Рис. 1-3. Зависимость дав-
ления элегаза в замкнутом
объеме от температуры при
различных плотностях на-
полнения сосуда
давления указать и температуру.
Большая часть опубликованных
экспериментальных данных об элект-
рической прочности и дугогасительной
способности получена при температу-
рах, близких к 20° С. Эта температура поэтому принимается за
исходную. И если говорится о давлении без упоминания темпе-
ратуры, то, как правило, предполагается, что давление измерено
при температуре, близкой к 20° С, или же приведено к этой тем-
пературе. Зависимости давления от температуры для различных
значений начального (т. е. при температуре 20° С) давления изо-
бражены на рис. 1-4.
Эти зависимости позволяют определить предельную отрица-
тельную температуру, при которой еще допустима эксплуата-
ция аппарата, если давление выбрано из условия обеспечения
необходимой электрической прочности. Так, например, при за-
полнении аппарата до давления р=4,5-105 Па допустима ра-
бота его при температурах до минус 41—42° С. При меньших
давлениях допустима соответственно более низкая рабочая тем-
пература. Если же определяющим условием при разработке ап-
парата является отрицательная температура, по рис. 1-4 можно
определить предельное значение рабочего давления. Необходи-
мая электрическая прочность при этом давлении обеспечивается
соответствующим выбором конструктивных параметров.
11
Пример 1-1. Выбрать минимальное допустимое давление аппарата, кото-
рый без подогрева должен работать при температурах до минус 60° С.
По рис. 1-4 находим, что при температуре минус 60° С элегаз начнет сжи-
жаться при давлении (приведенном к 20° С) 1,8 • 105 Па. Однако следует
иметь в виду, что даже при обеспечении весьма надежных уплотнений будет
наблюдаться утечка элегаза и, следовательно, со временем давление, соответ-
ствующее неизменной температуре, будет уменьшаться; но оно не должно
быть меньше минимального допустимого, при котором еще обеспечивается
электрическая прочность, дугогасительная и теплоотводящая способность.
Поэтому аппараты необходимо заполнять до давления, превышающего пре-
дельное допустимое на (0,1—1) -105 Па. Например, аппарат арктического ис-
полнения следует заполнить до давления примерно 2,8 • 10s Па. Но в этом
случае уже при температуре минус 52° С начнется сжижение элегаза. Однако
это не опасно, так как в жидкость перейдет не весь элегаз, а лишь такое
его количество, при котором давление будет изменяться по кривой состояния.
Таким образом, при предельной температуре, равной минус 60° С, давление
в аппарате будет как раз 1,8-105 Па.
Рис. 1-4. Зависимость давления элегаза в замкну-
том объеме от температуры при различных началь-
ных давлениях
Весьма важной величиной для расчета газонаполненных ап-
паратов является вязкость. Динамическая вязкость элегаза при
разных температурах имеет следующие значения:
Для жидкого элегаза
», °C..............—43,3 —34,6 —20,3 —17,9 —10,2 +0,60 +13,52
Ч, МПа-с .... 0,500 0,466 0,404 0,396 0,369 0,333 0,305
Для газообразного при р = 10® Па
&, °C................. 2,11 31,16 40,64 51,38 66,15
Ч. МПа-с.............. 0,0145 0,0157 0,0165 0,0170 0,0179
Зависимость динамической вязкости газов от температуры
может быть выражена формулой
1 + Т’с/Т’о , Г~Т~ ~
7) = т]0 —- ° -1 / ---, (1-6)
i + T’r/T’ V т0
12
где постоянная т)о= 14,4* 10~6 кг/(м-с) и 7’с=275 К определены
таким образом, что значения динамической вязкости элегаза,
вычисленные по формуле (1-7), наиболее близки к экспери-
ментально полученным значениям в рабочем диапазоне тем-
ператур. До давления р = 106 Па динамическая вязкость изме-
няется незначительно, и этим изменением можно пренебречь.
Кинематическая вязкость в м2/с равна отношению динами-
ческой вязкости газа к его плотности:
v = T]/p. (1-7)
где т] измеряется в Па • с, ар — в кг/м3.
Коэффициент преломления элегаза при 0°С и раб=Ю5 Па
равен 0,0007625. Относительная диэлектрическая проницаемость
при 25°С и раб=Ю5 Па равна 1,0025, причем она не изменяется
с частотой, поскольку молекула элегаза не имеет диполя. Угол
диэлектрических потерь при давлениях раб=Ю5 Па и 21 • 10s Па
соответственно равен 2-10~7 и 4 • 10-7.
Большая молекулярная масса элегаза и, следовательно, его
высокая плотность обусловливает значительно меньшую, чем
в воздухе, скорость распространения звука. При 30° С и давле-
нии 750 мм рт. ст. (10® Па) с—138,5 м/с, т. е. примерно в
2,4 раза меньше скорости звука в воздухе. Это значит, что
при прочих равных условиях расход элегаза на гашение дуги
в элегазовых выключателях будет значительно меньше, чем
расход воздуха в воздушных выключателях. Именно это свой-
ство элегаза в значительной мере обусловило возможность со-
здания мощных автопневматических элегазовых выключателей.
Элегаз, как и любой другой газ, значительно хуже передает
звуковые колебания, чем масло. Поэтому^рансформаторы с эле-
газом в качестве изоляции будут иметь лучшие показатели по
уровню шумов.
Хотя удельная массовая теплоемкость элегаза несколько
меньше, чем воздуха, удельная его теплоемкость на единицу
объема в 3,7 раза больше удельной объемной теплоемкости воз-
духа. Теплопроводность элегаза также ниже удельной тепло-
проводности воздуха. Однако с учетом конвекции теплопередача
в элегазе приближается к теплопередаче таких хороших тепло-
носителей, как гелий или водород.
Растворимость элегаза в воде и масле очень низкая. При
температуре 25° С и давлении 105 Па в 1 мл воды растворяется
0,001 мл газообразного элегаза, а в 1 мл трансформаторного
масла — 0,297 мл. В то же время следует указать на очень хо-
рошую растворимость азота в жидком элегазе.
В некоторых устройствах высокого напряжения в качестве
изоляции применяют не чистый элегаз, а его смесь с другими
газами, например азотом или воздухом, имеющими значительно
меньшую плотность. При значительной высоте объекта — высо-
13
ковольтного ввода, опорного изолятора или же конденсатора —
имеется опасение, что смесь по высоте будет неоднородной:
в верхней части объекта в единице объема смеси будет большее
содержание легкого газа, а в нижней — тяжелого. В результате,
казалось бы, может произойти нарушение однородности изоля-
ционных свойств газовой смеси по высоте.
Рис. 1-5 показывает, что этого опасаться не следует. Ци-
линдр высотой 2320 мм был разделен перегородкой, установ-
2320
Рис. 1-5. Изменение электрической
прочности смеси элегаза с воздухом
во времени и по высоте объекта
Рис. 1-6. Кривые зависимости
давления от температуры сжиже-
ния смеси элегаза с азотом при
различном процентном содержа-
нии элегаза
ленной посередине его высоты. Нижняя часть цилиндра была
заполнена элегазом, верхняя —азотом. Затем перегородка была
удалена, и с этого момента началось перемешивание газов
вследствие диффузии. Через определенные моменты времени
проверялась однородность смеси газов по высоте. О степени
однородности судили по величине пробивного напряжения
между идентичными разрядниками, установленными на различ-
ной высоте.
Уже через 16 ч смесь стала практически однородной. В ре-
альных условиях в процессе заполнения конструкции такое ис-
кусственное разделение газов не осуществляют, поэтому процесс
их перемешивания будет происходить быстрее даже при зна-
чительно больших высотах высоковольтного устройства, напри-
14
мер в случае наклонения уложенной газоизолированной ли-
нии электропередачи.
Однако этот же рисунок показывает, что в самой верхней
и самой нижней частях цилиндра полного перемешивания газов
не произошло даже через довольно большой промежуток вре-
мени. Следовательно, очень большие высоты объектов вряд ли
допустимы.
Применение смесей вместо чистого элегаза диктуется не
только чисто экономическими соображениями, но и техниче-
скими, например стремлением расширить снизу диапазон рабо-
чих температур. Рис. 1-6 показывает, что если чистый элегаз
(нижняя кривая) при температуре минус 50° С начинает сжи-
жаться при давлении 2,3-105 Па, то смесь с 10%-ным содержа-
нием элегаза и той же температуре сжижается при давлении
23-105 Па. Экстраполяцию в область более низких температур
следует осуществлять с осторожностью, так как поведение эле-
газа при том парциальном давлении, при каком он находился «
в смеси, определяется кривой состояния на рис. 1-1.
1-3. Строение молекулы и химические свойства элегаза
Одним из необходимых условий возможности использования
того или иного соединения в электрических аппаратах является
его химическая инертность. Оно
ни с каким материалом, при-
меняемым в электроаппарато-
строении. Чистый элегаз при
обычных условиях удовлетво-
ряет этому требованию, не-
смотря на то, что в состав его
молекулы входит фтор, являю-
щийся одним из наиболее ак-
тивных химических элементов.
По химической инертности чи-
стый элегаз при нормальных
условиях сравним с азотом или
даже инертными газами. Стро-
ение молекулы и ее энергети-
ческое состояние определяют
высокую стабильность элегаза.
Молекула элегаза содер-
жит шесть атомов фтора, рас-
положенных в вершинах пра-
не должно вступать в реакцию
Рис. 1-7. Строение молекулы элегаза
вильного октаэдра, и атом
серы, который находится в центре молекулы на равных расстоя-
ниях от атомов фтора. В случае недеформированных электрон-
ных оболочек атомов фтора радиус молекулы элегаза равен
3,07-10-10 м. Строение -молекулы показано на рис. 1-7. Между
15
атомом серы и шестью атомами фтора существует ковалентная
связь. Казалось бы, что структура электронной оболочки атома
серы, находящегося в основном состоянии, показанная на
рис. 1-8, а, исключает возможность появления таких связей.
Однако при возбуждении атома серы по одному из парных
электронов с орбитали s и орбитали р оболочки М переходят
на орбиталь d (см. рис. 1-8,6). Таким образом в возбужденном
состоянии атом серы может образовать шесть ковалентных свя-
зей. Энергия, необходимая
п)
м
q ®ФФ ООООО
для перехода электронов на орби-
таль d, образуется при реакции сое-
динения серы со фтором, идущей
с выделением тепла.
® ®@®
Таблица 1-1
к
А) Ковалентный Электроот-
5 р d
<7 И ф ®@® ффффф Элемент радиус г-101®. м рицательный коэффициент
L К ® ® F С1 0,72 0,99 1,14 1,33 4,0 3,0 2,8 2,4
S Рис. 1 Р i -8. Расположение элек- Вг I
тронов в <
Сужденном
основном (а) и воз-
[ (б) состоянии
атома серы
По аналогии, казалось бы, сле-
довало ожидать других подобных
соединений: SCle, SBre и Sle. Од-
1-1, в этих соединениях радиус атома
а электроотрицательный коэффициент
соединение будет тем более устойчи-
нако, как видно из табл,
все более увеличивается,
уменьшается. Между тем
вым, чем меньше размеры атома и чем выше электроотрица-
тельный коэффициент. Из-за значительных междуатомных рас-
стояний последние три соединения в природе вообще не су-
ществуют.
Газообразные соединения SeFe и TeFe имеют такую же хи-
мическую структуру, что и элегаз. Молекулы этих соединений
также имеют октаэдное строение. Однако рекомендовать эти
соединения в качестве изоляционных материалов нельзя. Во-
первых, они ядовиты и имеют неприятный запах, а во-вторых,
химическая стабильность этих газов много ниже стабильности
элегаза. Последнее объясняется тем, что радиусы атомов уве-
личиваются от серы к теллуру, вследствие чего понижается
стабильность.
Усиление металлических свойств от серы к теллуру и
уменьшение электроотрицательных свойств, как это видно из
табл. 1-2, приводят к тем же последствиям.
Таким образом, только сера и фтор могут образовать вы-
сокостабильное, химически инертное соединение с октаэдным
16
строением. При таком геометрическом расположении атомов
в молекуле обеспечивается максимальное перекрытие электрон-
ного облака серы и фтора и понижается общая энергия моле-
кулы. Кроме того, атомы серы и фтора имеют почти идеальное
соотношение радиусов. Так, радиус атома серы лишь на 20%
больше радиуса атома фтора, т. е. имеет место весьма незна-
чительное отличие. При этом соотношении радиусов атомы
Таблица 1-2
Элемент Атомный радиус г-ГО10, м Электроот- рицательный коэффициент Расстояние связи
s-lO10. м
S 1,04 2,5 S — F: 1,58
Se 1,17 2,4 Se —F: 1,68
Те 1,37 2,1 Те —F: 1,82
фтора плотно облегают центральный атом серы, обеспечивая
идеальную его защиту от внешних воздействий. Такое строение
молекулы элегаза во многом определяет его свойства. Напри-
мер, оно исключает гидролиз элегаза водой или щелочными
растворами, поскольку гидролиз может иметь место лишь при
расположении молекул воды вокруг центрального атома, что
в данном случае исключено.
1-4. Тепловые и термодинамические
характеристики элегаза
В электрических аппаратах элегаз является не только изо-
ляционной средой, но и теплоотводящей и дугогасительной. По-
этому соответствующие характеристики должны быть известны
в очень широком диапазоне температур и не только для газо-
образного, но и для жидкого элегаза, поскольку ведутся раз-
работки выключателей, в которых в качестве дугогасительной
среды применяется жидкий элегаз. Кривая зависимости тепло-
емкости насыщенной жидкости от температуры приведена на
рис. 1-9. В значительном диапазоне температур теплоемкость
жидкого элегаза остается практически постоянной и лишь при
температурах свыше +23° С резко возрастает, что объясняется
приближением к критической точке. Зависимость теплоты па-
рообразования г от температуры представлена на рис. 1-10.
Теплота плавления равна (4,62—5,83) • 103 Дж/моль.
Зависимость теплопроводности в Вт/ (м • К) газообразного
элегаза от температуры описывается уравнением:
X = 6,446-Ю-5?0,942. (1-8)
17
Удельная мольная теплоемкость в Дж/(мол^-К) при посто-
янном давлении газообразного элегаза может быть вычислена
с помощью следующего уравнения:
ср = 133,6+17,6- 10-зТ—37,7- 10-8Т-2. (1-9)
Удельная массовая теплоемкость элегаза в Дж/(кг-К) при
атмосферном давлении с удовлетворительной точностью может
быть выражена с помощью следующего эмпирического урав-
нения:
Ср = 879 + 0,12067’—25,837'-2. (1-10)
В большинстве случаев третьим членом можно пренебречь,
поэтому можно считать, что
ср~ 879 + 0,12067. (1-10а)
Рис. 1-9. Теплоемкость жид-
кого элегаза
Рис. 1-10. Теплота парообразо-
вания элегаза от температуры
При достаточно высокой температуре и сравнительно низком
давлении свойства элегаза приближаются к таковым для иде-
ального газа. В этом случае разность мольных теплоемкостей
при постоянном давлении и постоянном объеме равна характе-
ристической постоянной газа:
Cp-cv = X. (1-11)
Поскольку молекулы элегаза состоят из одного атома серы
и шести атомов фтора, т. е. из большого числа атомов, реакции
диссоциации, протекающие при высоких температурах в стволе
дуги, исключительно сложны. Уже при сравнительно низких
температурах, меньших 1000 К, начинается диссоциация моле-
кул элегаза, идущая по уравнению:
SF„-^SF„_a + 2F. (1-12)
При этом образуются следующие составляющие: SF6, SF«,
SF2, S2, F2, S, F, S+, S++, F_, e_, F+ причем SF4 и SF2 образу-
ются из SF6 путем последовательного удаления двух ато-
мов F. Энергия диссоциации в уравнении (1-12) составляет
2-71,7 ккал/моль (2-300 кДж/моль). Расчетные кривые зависи-
18
мости концентрации частиц при давлении элегаза 105 Па от
температуры приведены на рис. 1-11. Рисунок показывает, что
наиболее быстро процесс диссоциации молекул элегаза идет
при температурах порядка 2000 К- Поскольку диссоциация свя-
зана с затратой энергии, в указанной области температур на-
блюдаются острые максимумы теплоемкости ср и Су. Кривые
зависимости теплоемкостей от
температуры приведены на
рис. 1-12.
В термодинамике и ее при-
ложениях большое значение
имеет показатель адиабаты k,
равный отношению теплоемко-
стей ср и cv\
k = cplcv. (1-13)
Следует иметь в виду, что
при сравнительно низких тем-
пературах молекула одноатом-
ного газа совершает только
поступательное движение и по-
этому имеет лишь три степени
свободы, молекула двухатом-
ного газа имеет три степени
свободы в поступательном
движении и две — во вра-
щательном (всего пять), мо-
лекула с числом атомов три и
более (в том числе и моле-
кула элегаза) имеет три сте-
пени свободы в поступатель-
Рис. 1-11. Зависимость концентрации
частиц при давлении элегаза 105 Па
от температуры
ном движении и три — во вращательном (всего шесть).
Расчеты показывают, что для газов можно принять следую-
щие значения показателя адиабаты:
Одноатомные газы .................1,67
Двухатомные газы..................1,4
Трех- и многоатомные газы.........1,29
При высоких температурах до начала диссоциации молекула
SF6 имеет три степени свободы в поступательном движении, три
степени свободы во вращательном и 30 степеней свободы в ко-
лебательном движении. Вследствие этого наблюдается некото-
рое спадание кривой k с возрастанием температуры. Следует,
однако, отметить, что использование в газодинамических рас-
четах теоретического значения показателя адиабаты для много-
атомных газов, равного 9/7«1,29, приводит к существенным
ошибкам, достигающим. 40—50%. Поэтому для температур
ТС 1000 К показатель адиабаты k лучше определять по
19
рис. 1-13, который для атмосферного давления и широкого диа-
пазона температур дает значение k= 1,09ч-1,06.
Представление о важности применения в расчетах правиль-
ного значения показателя адиабаты k дает следующий пример.
Если в элегазовом аппарате произойдет перекрытие и возникнет
дуга, то вследствие нагревания дугой газа будет повышаться
давление. Приращение давления для данного количества газа
пропорционально выделяющейся в дуге энергии и обратно про-
порционально объему газа.
Энергия, выделяющаяся в дуге за время ее горения t^,
*а
W = \Ujdt. (1-14)
Рис. 1-12. Зависимость от температуры
удельной теплоемкости ср и Cv при дав-
лении элегаза 105 Па
Если она известна, то по-
вышение давления Др мож-
но вычислить с помощью
следующего выражения:
П7
Др = Рк—Рн=(Л—1) — ,
(1-15)
где рн — давление в объеме
V перед возникновением ду-
ги, Па; рк — давление в том
же объеме в момент погаса-
ния дуги.
Подстановка в последнее выражение крайних значений
А =1,09 или 1,06, а тем более теоретического значения 1,29
дает существенно отличающиеся результаты. Расчетное прира-
щение давления, совпадающее с экспериментальным значением,
получается при £=1,08. При этом, как следует из выражения
(1-15), повышение давления в элегазе будет происходить в 5 раз
медленнее, чем в воздухе, для которого £=1,4.
При температурах, соответствующих первому и последую-
щим максимумам кривой k(T), изображенной на рис. 1-13,
в объеме находится уже не элегаз, а смесь, образовавшаяся при
его разложении под действием высокой температуры.
Происходящие при высоких температурах реакции диссоциа-
ции и ионизации в элегазе (идущие с затратой энергии) суще-
ственно влияют на процесс теплопроводности. Поэтому резуль-
тирующий коэффициент теплопроводности X в этом случае ра-
вен сумме двух составляющих:
*=МЛ и. (1-16)
где Лн — нормальный коэффициент теплопроводности, Хд>и — со-
ставляющая результирующего коэффициента теплопроводности,
связанная с реакцией диссоциации и ионизации.
20
Кривые зависимости теплопроводности А от температуры для
элегаза и азота приведены на рис. 1-14. Из рис. 1-11 видно, что
при температуре 4000—5000 К диссоциация молекул элегаза
в основном заканчивается. Пространство при этой температуре
(и более высоких) заполнено атомами серы и фтора с неболь-
шим содержанием двухатомных соединений S2 и F2.
При этой же температуре начинается ионизация прежде
всего атомов серы, в результате чего образуются положитель-
ные ионы S+ и электроны е~, причем некоторое количество
Рис. 1-13. Зависи-
мость отношений
Ср/Су (кривая /) и
dlnp/dlnp (кривая 2)
от температуры при
давлении элегаза 10s
Па
Рис. 1-14. Кривые зави-
симости теплопроводно-
сти К от температуры
для элегаза и азота при
давлении раб=Ю5 Па
последних захватывается атомами фтора и образуются
ионы F-.
Для превращения нейтрального атома в ион необходимо за-
тратить энергию, называемую энергией ионизации, которая
обычно измеряется в электронвольтах. Для атомов фтора и
серы, имеющих порядковый номер в таблице Менделеева соот-
ветственно 9 и 16 (т. е. больше 1), возможен процесс последо-
вательной ступенчатой ионизации с образованием многозаряд-
ных ионов. Однозарядный ион теряет следующий электрон, пре-
вращаясь в двухзарядный ион и т. д., причем энергия каждой
последующей ионизации больше предыдущей. Поэтому двух-
зарядные ионы серы S++ образуются лишь при температурах
свыше 12000 К. При температурах свыше 7000 К начинается
ионизация атомов фтора.
Зависимость удельной электрической проводимости о эле-
газа от температуры. при давлении 105 Па приведена на
рис. 1-15.
21
Важной термодинамической функцией любого газа является
функция Н (для т кг массы системы) или h (для 1 кг массы
системы), называемая энтальпией. Эта функция равна сумме
внутренней энергии и члена pV:
h = U + pV, (1-17)
где U — внутренняя энергия, V — объем.
Зависимость энтальпии от температуры приведена на
рис. 1-16.
Рис. 1-16. Зависи-
мость энтальпии от
температуры
Рис. 1-15. Зависи-
мость удельной про-
водимости элегаза и
азота от температуры
при раб = Ю5 Па
Рис. 1-17. Зависимость ско-
рости звука от темпера-
туры
Скорость звука зависит от давления и плотности газа:
причем с= ]/k'p/p, (1-18) ^ = ^р_/£1пр.\ , (Ы9) Су \dlnp/7-
Таблица 1-3
Температура, К Энтальпия h, Дж/кг Поток энтальпии fh- кВт/(м*-Па) Относитель- ная плотность энергии Ft = F/p. Дж/(м3-Па) Удельная электриче- ская прово- димость о. См/м
1000 0,00648 2,83 25,21
5 000 0,1829 16,32 75,5 4,9
10 000 0,2433 14,43 77,6 26,34
15000 0,3877 16,76 80,4 65,71
20 000 0,8407 26,81 85,3 107,24
25 000 1,3651 35,63 88,7 138,66
30 000 1,6718 38,63 90,1 158,15
35 000 2,1051 41,70 91,7 167,11
22
Кривые изменения отношенийcp!cv и dinp/dInр с температу-
рой приведены на рис. 1-13, а на рис. 1-17 приведена зависи-
мость скорости звука от температуры.
Для гашения дуги в дугогасительных устройствах выключа-
телей применяют сжатый элегаз. Некоторые свойства элегаза,
важные для оценки его дугогасительной способности, при дав-
лении 106 Па приведены в табл. 1-3.
1-5. Теплоотводящая способность элегаза
Весьма важной характеристикой среды, применяемой в элек-
тротехническом оборудовании, является ее способность пере-
давать тепло из области, где оно выделяется, в окружающую
среду или же на другую, менее нагретую поверхность. В неко-
торых случаях теплоотводящая способность является решаю-
щим фактором при выборе той или иной изоляционной среды.
Количество тепла, необходимого для нагревания единицы объ-
ема газа, зависит от произведения удельной теплоемкости газа
и его плотности. Элегаз при нормальных для длительного ре-
жима работы температурах имеет несколько более низкую
удельную теплоемкость, однако благодаря более высокой плот-
ности его теплопередающая способность как при естественном
охлаждении, так и при принудительной циркуляции газа ока-
зывается много лучшей по сравнению с воздухом. Но по сравне-
нию с другими газами элегаз — не лучшая охлаждающая среда,
как это видно из табл. 1-4.
Таблица 1-4
Газ Кратность электрической прочности Кратность коэффициента теплопередачи Точка кипе- ния при ат- мосферном давлении. °C
при естест- венной конвекции при прину- дительной циркуляции
Азот 1 1 1 —195,8
Элегаз 2,6 1,9 11 —64
^3^8 2,4 2,5 26 —38
QFe 2,0 2,4 12 —78
c4f8 2,4 2,4 26 —6
Наилучшей из приведенных в этой таблице теплопередаю-
щей средой является соединение C3F8. Однако использование
этого газа ограничивается высокой температурой кипения. Его
нельзя применять в газонаполненных устройствах для наруж-
ной установки в местностях с низкими температурами окру-
жающей среды. Кроме того, этот газ дорог по сравнению с эле-
газом.
23
В газоизолированных линиях электропередачи и других уста-
новках высокого напряжения используют смесь азота с элега-
зом. Во второй главе будет показано, что при добавлении
к азоту или воздуху небольшого количества элегаза сущест-
венно повышается электрическая прочность. Однако с точки
зрения тепловых процессов смесь с незначительным количест-
вом элегаза мало отличается от чистого азота.
В кабелях, сборных шинах герметизированных распредуст-
ройств (ГРУ) и других устройствах с коаксиальной системой
электродов внутренний электрод является токопроводом, и
в нем при протекании тока выделяется тепло. При значитель-
ной протяженности конструкции осевой переток тепла отсут-
ствует (или, в некоторых случаях, им можно пренебречь) и все
выделяющееся в единице длины токопровода тепло отводится
в радиальном направлении к внешнему электроду — оболочке —
лучеиспусканием, теплопроводностью и конвекцией.
Обычно при тепловых расчетах температуры токопровода
&п и окружающей среды ftorp известны. Температура оболочки
•&о может быть определена путем сравнения тепловой мощности
Qn, передаваемой через газовую прослойку от токопровода на
оболочку и скорректированной на мощность потерь в оболочке
(Qokp—Qo), отводимую в окружающее пространство. Совер-
шенно очевидно, что при увеличении Оъ мощность Qn будет
уменьшаться, a Q0Kp (и, следовательно, Q0Kp—Qo) — возрастать.
Фактическую температуру оболочки &о. ф и мощность Qn. доп,
которая может быть передана через газовую прослойку, опре-
деляет точка пересечения кривых Qn = fi (&0)и QokP—Qo = /2 (^о)-
Таким образом, поставленная теплотехническая задача реша-
ется графо-аналитическим методом.
В области температур, которые имеют место при длительном
протекании рабочего тока, теплопроводность, конвекция и теп-
ловое излучение не зависят друг от друга. Поэтому передачу
тепла от токопровода к оболочке теплопроводностью, конвек-
цией и тепловым излучением можно рассчитывать по отдель-
ности и полученные результаты суммировать. В теплотехниче-
ских задачах широко применяют метод расчета температуры
нагретого тела, определяя тепловое сопротивление Rx. Если оно
известно, то разность температур токопровода и оболочки можно
определить по очень простой формуле:
$n-$0 = RxQa, (1-20)
где Qn — потери в токопроводе при переменном токе, индексы
«п» и «о» обозначают соответственно токопровод и оболочку.
Учитывая вышесказанное о взаимонезависимости процессов
теплоотдачи, тепловое сопротивление для различных процессов
теплоотвода можно рассчитать независимо одно от другого и
затем определить результирующее тепловое сопротивление. При
этом считается, что прозрачность элегаза и, следовательно, теп-
24
лоотвод теплоизлучением не зависит от его плотности (при не-
высоких значениях последней). Обозначим через тепловое
сопротивление процессу лучеиспускания, 7?т — то же процессу
теплопроводности, jRk — процессу конвекции, RT.K — совместным
процессам теплопроводности и конвекции.
Все тепло, излучаемое единицей длины токопровода, вос-
принимается оболочкой. Тепловой поток (мощность), переда-
ваемый оболочке лучеиспусканием, можно рассчитать по закону
Стефана — Больцмана, для системы коаксиальных электродов
записываемому в виде:
Q = enpCoraj(T4-74), (1-21)
где со = 5,77-IO-8 Вт/(м2*К4)—константа излучения абсолютно
черного тела,
1
епр =---------------------приведенная степень черноты токо-
—+ —f-5--------1')
Ср \ 8О /
провода и оболочки, d и D — соответственно наружный диаметр
токопровода и внутренний диаметр оболочки.
Таким образом,
^л =
Сола(т4-г4)
(1-22)
Тепловое сопротивление элегазового промежутка между ко-
аксиальными электродами процессу теплопроводности опреде-
ляется по формуле:
7?т = ln(D/d)-. (1-23)
Однако в рассматриваемой системе электродов (и во многих
других случаях) теплопроводность в чистом виде не имеет места.
Существенное влияние на процесс теплопередачи оказывает
конвекция.
Естественная, или свободная, конвекция возникает из-за
различия плотностей нагретых и холодных частиц теплоноси-
теля. В том интервале температур, который имеет место при
длительном протекании рабочего тока, зависимость плотности
газа от температуры с достаточной степенью точности рассмат-
ривается как линейная. Зависимость плотности элегаза от тем-
пературы и давления определяется уравнением (1-1).
Этот естественный теплоотвод при расчете нагревания токо-
провода учитывается коэффициентом конвекции ек, на который
умножается теплопроводность. Таким образом, результирующее
тепловое сопротивление процессам теплопроводности и конвек-
ции равно
25
Коэффициент ек определяется по эмпирическим формулам
теории подобия вида
ек = т (Рг • Gr)n, (1-25)
где Gr и Рг — критерии подобия Грасгофа и Прандтля.
В теории подобия для области значений аргумента
Gr-Pr>103 принимают значения тип соответственно равными
0,18 и 0,25. В наиболее интересующем нас диапазоне
106<Gr • Рг<1010 более точные результаты получаются при
т=0,4 и п=0,2.
Критерий Прандтля является теплофизической характери-
стикой теплоносителя — элегаза и определяется его физическими
параметрами:
Рг = т]Ср/Х. (1-26)
Как видно из формулы (1-26), критерий Прандтля не зави-
сит от давления, поскольку входящие в (1-26) величины не из-
меняются при изменении этого параметра. Заметная зависи-
мость Рг от давления наблюдается лишь вблизи критической
точки. Удельная теплоемкость ср, коэффициенты динамической
вязкости т) и теплопроводности X несколько изменяются с тем-
пературой, причем это изменение, как видно из выражений
(1-6), (1-8) и (1-9), идет в одну сторону. Таким образом, в вы-
ражении (1-26) возрастание т] и ср практически компенсируется
увеличением Л. Поэтому в большинстве практических случаев
критерий Прандтля принимают постоянным.
Критерий Грасгофа характеризует относительную эффектив-
ность подъемной силы, вызывающей свободноконвективное дви-
жение среды. Он имеет вид
Gr=g0A№/v2, (1-27)
где 0=1:273,2 — температурный коэффициент объемного рас-
ширения газа; g=9,81 м/с2; v=r\/p — коэффициент кинематиче-
ской вязкости элегаза, м2/с; 1= (D—d)l2 — характерный линей-
ный размер системы.
Подставляя в (1-25) значения Gr и Рг, получим из (1-24)
выражение для /?т.к в м К/Вт:
In (D/d)
2 пт
(п___н \3
-ууМ (»п-9о)СрР*
Подставляя в это выражение численные значения постоян-
ных, получим:
R = ._________________In (D/d)--------------- (1-29)
т-K Г / Г)___J \S -10.2
1,292 (»п — So) I -) p2cpV/t)
26
Результирующее тепловое сопротивление, учитывающее все
три вида теплопередачи от токопровода к оболочке, будет
= • О-30)
А Л ”Г А т-к
Вычислив для ряда значений Фо, по (1-20) можно рас-
считать соответствующие значения Qn и построить график функ-
ции Qn=A('0o).
Мощность, выделяющаяся в единице длины токопровода,
через газовую прослойку поступает на оболочку.
При протекании переменного тока по токоведущему эле-
менту однофазного герметизированного токопровода по его обо-
лочке протекает обратный ток, в некоторых случаях равный
прямому току.
Вызванная протеканием этого тока дополнительная мощ-
ность, выделяющаяся в единице длины оболочки, определяется
различным образом в зависимости от ее материала.
При выполнении оболочки из немагнитного материала вы-
деляющаяся в ней мощность определяется по формуле:
Qo=/!U.S, (1-31)
где Яо— сопротивление единицы длины оболочки; kn.o — коэф-
фициент поверхностного эффекта.
Мощность потерь, приходящихся на единицу длины сталь-
ной оболочки, можно вычислить по следующей формуле:
С0.с = лПЯ^ф|Лор,г/р, (1-32)
где D — внутренний диаметр оболочки; //Эфф=//(лО) —действу-
ющее значение касательной составляющей напряженности маг-
нитного поля в точке поверхности, где определяются потери;
ре — значение абсолютной магнитной проницаемости, найден-
ное по основной кривой намагничивания для значения //=Яэфф;
со — угловая частота; р — удельное сопротивление стали.
Следует отметить, что потери в оболочках зависят от спо-
соба заземления и соединения их между собой. Наибольшие по-
тери будут иметь место при заземлении оболочки или (в трех-
фазных системах) всех трех оболочек с одной стороны. В этом
случае вихревые токи протекают как у внутренних, так и у на-
ружных поверхностей оболочек. При двустороннем соединении
и заземлении оболочек вихревые токи протекают только у внут-
ренних поверхностей экранов; таким образом, электромагнит-
ное поле за пределами оболочек отсутствует. Таким образом при
двустороннем заземлении оболочек потери в них будут в два
раза меньше, чем при одностороннем, и поэтому именно этот
случай, поскольку его технически легко обеспечить, и следует
осуществлять и принимать за расчетный.
Потери в стальных оболочках (особенно при больших
номинальных токах) могут быть на порядки выше потерь
27
в оболочках, выполненных из немагнитного материала. Может
оказаться, что выделяющиеся только в стальной оболочке по-
тери невозможно отвести от нее естественным образом при
реально допустимых превышениях температуры нагрева обо-
лочки над температурой окружающей среды. Для уменьшения
потерь стальную оболочку можно выполнить с продольным за-
зором шириной б.
В этом случае для расчета напряженности Дэфф необходимо
воспользоваться законом полного тока, причем интеграл по
замкнутому контуру следует разделить на два интеграла:
один — по стальной оболочке, второй — по воздушному зазо-
ру б. Имея в виду, что б^лД, можно написать:
H8 + H^D = I, (1-33)
где Н— напряженность магнитного поля в зазоре.
Учитывая, что ]i0H = це/7эфф> где go — магнитная постоянная,
получим:
+ = (1-34)
\ Р-0 /
Значения //эфф и ре выбираются по основной кривой намаг-
ничивания данного материала таким образом, чтобы удовле-
творялось уравнение (1-34).
Очевидно, что с увеличением воздушного зазора б потери
будут уменьшаться, причем вначале быстро, а затем дальней-
шее значительное увеличение зазора б приводит к несуществен-
ному уменьшению потерь. При 6 = 0,030 потери в стальной
оболочке будут незначительно отличаться от потерь в оболоч-
ках, выполненных из немагнитного материала.
Таким образом, полная мощность Q2, которая должна быть
отведена с единицы длины оболочки в окружающее простран-
ство, равна сумме мощностей, выделяющихся в токопроводе Qn
и оболочке Qo-
QoKp = Qs = Qn4_Qo- (1-35)
Мощность, отводимая теплопроводностью и конвекцией
в окружающее пространство,
QT.K=feS(©0-©0KP), (1-36)
где ©0— температура оболочки; ©Окр— температура окружаю-
щего воздуха; k — коэффициент теплоотдачи с единицы поверх-
ности оболочки,
fe = NuV£>H. (1-37)
где Лв — теплопроводность воздуха при данной температуре;
DB — наружный диаметр оболочки (определяющий размер);
28
Nu — критерий Нуссельта, характеризующий интенсивность
процесса конвективного теплообмена,
Nu = c(GrPr)m. (1-38)
Значения с и т зависят от аргумента Gr • Рг. В воздухе для
области 5* 102^Gr • Pr^2-107 сит соответственно равны
0,54 и 0,25; для области же 2-107^Gr-Рг^Ю13 с и т равны
0,135 и 7з.
Мощность, отводимая лучеиспусканием, определяется по
формуле (1-21).
В заключение следует отметить, что при расчетах конструк-
ций заданных размеров (которые определяются при расчетах
электрической прочности) на длительный нагрев известными
величинами часто являются допустимая температура нагрева
токопровода и температура окружающей среды, а искомым па-
раметром— мощность, выделяющаяся в единице длины токо-
провода, т. е. ток при заданной толщине стенки токопровода
или, при заданной величине тока,— внутренний диаметр токо-
провода.
Пример 1-2. Определить сечение токопровода элемента герметизирован-
ного распредустройства при следующих условиях: /н=1600 А, допустимая
температура нагрева токопровода Оп=ЮО°С, температура окружающей среды
Фокр=40°С, наружный диаметр медного токопровода d=60 мм, диаметр
алюминиевой оболочки D=300 мм, абсолютное давление элегаза может при-
нимать значения 10s и 4 • 10® Па.
Численные значения тип выбирают в соответствии со значением аргу-
мента Gr • Рг. В данном примере:
Gr- Рг = gPA& ( ° ~d ? ргг)Ср — = 9,81 • -!----10 (О-3-0,06V х
\ 2 / 273,2 ( 2 )
X 6,14*-922--------!---------= 0,669-10».
1,7-10-»-19-10-е
Таким образом, 10®<Gr • Рг<1010, поэтому тепловое сопротивление /?т-к
можно рассчитывать по (1-29), причем
— d V/. /0,3 — 0,06
2 ) ~\ 2
Следовательно,
R ____________________________In (0,3: 0,06)_________
1,292-0,28 (100 — So)°-2p3/“ (CpWt])0,2
Для каждого значения средней температуры 8ср = 0,5 (&п + ®о) определя-
ем значения параметров Л, ср и т). Так как плотность элегаза, находящегося
в замкнутом объеме, не зависит от температуры, значения р берем из
габл. 1-1. Расчет выполняется для ряда значений Оо и двух давлений. Резуль-
таты расчета сводим в табл. 1-5.
Для условий: р=10® Па (р=6,14 кг/м®), Оо=40°С
0,362-(60)°'2-(6,14)2/s[920 (1,576- 10-*)« : 17,9- 1О-«10'2
29
Таблица 1-5
о «50 О О 100-&О, °C %• °С/К (срХ‘/п)0-2 7?т.км-К/Вт
р = I05 Па р = 4-10» Па
40 60 70/343 1,26 0,753 0,424
50 50 75/348 1,27 0,775 0,437
60 40 80/353 1,28 0,804 0,454
80 20 90/363 1,30 0,910 0,514
Аналогичным образом рассчитываются Rr-к и для других значений тем-
пературы и давления.
Тепловое сопротивление процессу лучеиспускания вычисляем по фор-
муле (1-22). Расчет производим для двух случаев: затемненных и незатем-
ненных поверхностей. Для затемненных поверхностей принимаем еп=ео=0,8;
для незатемненных Вп=ео=0,055.
Для первого случая
Для второго случая
епр-------j
0,055
1
0,06
0,3
(— -----1
\ 0,055
= 0,0463.
Поскольку в формулу (1-22) также входит искомая разность темпера-
тур, расчет выполняем для различных значений Оо, указанных в табл. 1-6.
Таблица 1-6
%. °С/К юо-эо, °C Лл. м-К.'Вт
еп=ео=°-8 еп=ео=0.055
40/313 60 0,733 12,30
50/323 50 0,847 14,05
60/333 40 1,016 16,86
80/353 20 1,874 31,10
Для первого случая
100 —»о
0,769-5,77-10-«л-0,06-10«[3,73« — (7’0/ЮО)«]
_________60_________
0,836/3,73* —3,13*)
= 0,735.
Для второго случая
R» =
________60_________
0,0504(3,73*— 3,13«)
= 12,20.
30
Таблица 1-7
%. °C Кт-к Поверхности затемнены Поверхности не затемнены
«л «г «л
10“ Па 4-10® Па 10“ Па 4-10“ Па 10“ Па 4-10“ Па
40 0,753 0,424 0,735 0,371 0,269 12,20 0,708 0,410
50 0,775 0,437 0,847 0,404 0,288 14,05 0,734 0,424
60 0,804 0,454 1,016 0,448 0,314 16,86 0,766 0,442
80 0,910 0,514 1,874 0,612 0,346 31,10 0,884 0,506
Аналогичным образом выполняются расчеты и для других значений Фо-
Результирующее тепловое сопротивление рассчитывается по формуле
(1-30). Результаты расчета приведены в сводной табл. 1-7.
Яг
*т-кЯл
ят.к+ял
0,751-0,733
0,751 4-0,733
0,371 м-К/Вт и т. д.
Возможные потери в токопроводе определяются по формуле (1-20), ко-
торую можно написать в следующем виде:
п __ --®О
Чп-----------•
Яг
Результаты расчета возможных потерь приведены в табл. 1-8.
Таблица 1-8
8о — в л о «п- Вт
Поверхности затемнены Поверхности не затемнены
Р=10“ Па Р-4-105 Па Р=Ю“ Па Р=410“ Па
40 60 162 223 85 146
50 50 124 174 68 118
60 40 89 127 52 90
80 20 33 45 23 40
Табл. 1-7 и 1-8 наглядно показывают, что с повышением давления эле-
газа теплоотвод от токопровода теплопроводностью и конвекцией сущест-
венно возрастает и наоборот, снижение давления приводит к увеличению теп-
лового сопротивления Нт-к. и, следовательно, уменьшению отводимой от токо-
провода мощности. Так, например, снижение давления от 4 • 105 Па до 105 Па
приводит к увеличению /?т-к почти на 80%.
В случае, если наружная поверхность токопровода и внутренняя поверх-
ность оболочки затемнены (токопровод окислен, а оболочка покрашена),
лучеиспускание играет существенную роль в процессе теплопередачи. Поэтому
при 6'о=50°С снижение давления от 4-Ю5 до 105 Па приводит к увеличению
Яг лишь на 40% и, следовательно, уменьшению передаваемой мощности на
30%. Если же поверхности не "затемнены, то лучеиспускание практически не
31
влияет на процесс охлаждения токопровода и вследствие этого возрастает
нагрев, связанный с понижением давления. Так, например при Фо=50°С
и р= 10® Па R-% всего лишь на 5,4% меньше /?т-к.
Тепло, выделяющееся в токопроводе и поступающее на оболочку,
а также дополнительное тепло, которое выделяется в оболочке при протека-
нии обратного тока (его мы принимаем равным току в токопроводе), рас-
сеивается в окружающее пространство с наружной поверхности оболочки.
Дополнительную мощность, выделяющуюся в единице длины алюминие-
вой оболочки, вычисляем по формуле (1-31). Полагая 0о=50°С ЛПэ=1 и тол-
шину стенки оболочки 6=10 мм, получим
Qo = PR60 = /2рбо/д = (1600)2-2,83-10-8(1 + 0,004-30) ---?---- = 8,6 Вт.
л- 0,3-0,01
Мощность, отводимую теплопроводностью и конвекцией в окружающее
пространство, определяем по формулам (1-21), (1-36), (1-37) и (1-38). Для
определения значений с и т в (1-38) вычисляем значение аргумента Gr-Pr:
Gr-Pr = 0,7-9,81---!---10-(0,3)«: (16,96-10—e)a = 2,36-10?.
273,2
Таким образом, с=0,135 и т='/з-
Мощность, отводимая лучеиспусканием,
где еПр — приведенная степень черноты.
Полагая, что расстояния до стенок помещения и соседнего оборудова-
ния велики по сравнению с D и еПр=ео=0,8, имеем
(?л = 0,8-5,77-КГ*, л-0,32 (Т4 — 3134) = 4,64-10-8 (Т4 —3134).
Результаты расчета, выполненные для Оср=40°С, приведены в табл. 1-9.
Таблица 1-9
»о- °C ®о ®окр’ °C От-К" Вт <?л- Вт <?2=<гт-к+<?л. Вт Вт
40 0 0 0 0 —9
45 5 54 29 83 74
50 10 136 60 196 187
60 20 343 125 468 459
80 40 868 276 1144 1135
В последнем столбце табл. 1-9 указана скорректированная (уменьшенная
на величину потерь в оболочке) мощность, которая на рис. 1-18 сравнивается
с мощностью, поступающей через элегазовую прослойку на оболочку от токо-
провода. Пересечение кривой 5 с соответствующей кривой передаваемой мощ-
ности указывает на допустимую мощность потерь в токопроводе при данных
условиях. Для случая затемненных поверхностей и давления р=4 • 10® Па
<2Доп=174 Вт.
По значению допустимых потерь в токопроводе легко определить макси-
мальный допустимый внутренний диаметр его, исходя из следующих сообра-
жений:
Сдоп = I*Rkn. э = P*n. sPioo/<7>
откуда
? = (^н — de) = ^п. эРют/Сдоп-
32
Таким образом,
472fen. эРюо
яфдоп
Подставляя численные значения входящих величин, получим
_ 4-2,56-10М,01-2,32-10-в_ =
л-174
ближайшей по размерам является медная труба 53/60 мм.
Рис. 1-18. Мощности, переда-
ваемые через прослойку эле-
газа, и скорректированная мощ-
ность, отводимая с оболочки
1 — при затемненных поверхностях
и pag=4-105 Па- 2 — при затемнен-
ных поверхностях и PaQ=lOs Па,
3 — при незатемненных поверхно-
стях и pag=4-I05 Па, 4 — при не-
затемненных поверхностях и Ра$=*
= 105 Па, 5 — разность
Рис. 1-19. Зависимость коэффициента тепло-
отдачи в элегазе и воздухе от скорости по-
тока газа при принудительной конвекции
1 — трансформаторное масло, 2 — элегаз, 3 — воз-
дух
В трансформаторах на единицу
активной поверхности приходится
столь большое количество выде-
ляющегося тепла, что при до-
туры нагрева оно
пустимых превышениях темпера-
не может быть отведено при естественной
конвекции газа. Так как количество тепла, переносимого в еди-
ницу времени, зависит от массы газа, омывающего тепловыде-
ляющую поверхность, то единственным способом увеличения
теплоотвода является увеличение скорости протекания газа v
через нагретую область. При этом, как видно из рис. 1-19, уже
при сравнительно небольшой скорости протекания газа дости-
гается такой же теплоотвод, что и при естественной циркуля-
ции масла. При повышенных давлениях и интенсивном дутье
теплоотвод в элегазе существенно превышает этот уровень, но
остается ниже, чем при принудительной циркуляции масла.
2 А. И. Полтев
33
Следует отметить, что этот разрыв может быть существенно
сокращен за счет более высокой температуры нагрева токове-
дущих элементов. Однако вопрос о допустимых температурах
нагрева в элегазе пока остается открытым.
Процессы теплообмена при принудительной циркуляции теп-
лоносителя существенно отличаются от таковых при естествен-
ном охлаждении. При развитом турбулентном движении эле-
газа в трубчатом радиаторе трансформатора коэффициент теп-
лоотдачи можно определить по формуле
причем
k = NuMd,
Nu = 0,021 Re0,8 -Pr0,43.
(1-39)
(1-40)
В последних двух формулах d— гидравлический диаметр
канала, a Nu и Re — критерии Нуссельта и Рейнольдса; первый
характеризует интенсивность процесса конвективного теплооб-
мена, а второй — гидромеханическое подобие течений теплоно-
сителей,
Re = vod/v, (1-41)
где Uo — средняя скорость газа в начальном сечении системы.
1-6. Технический элегаз и методы контроля
Принципиальная схема технологического цикла производства элегаза по-
казана на рис. 1-20. Он получается в результате прямой реакции между рас-
плавленной серой и газообразным фтором, который образуется при электро-
лизе раствора фтористого калия во фтористоводородной кислоте. Электролиз
идет при температуре 100° С и напряжении 8—12 В, причем в качестве анода
применяются угольные электроды.
Реакция соединения
S + 3F2->SFe 4-262 ккал (1,1-10® Дж)’
(1-42)
идет с выделением тепла. Однако наряду с SFe образуется значительное ко-
личество низших фторидов, таких как S2F2, SF2, SF4 и S2F10. Первые три
соединения легко удаляются щелочным промыванием, последнее же соедине-
ние не гидролизуется; поэтому после предварительной очистки элегаз про-
пускают через нагреватель. При нагревании до температуры свыше 300° С
S2Fio распадается:
S2F10 ->-SFe 4- SF4.
После дополнительной системы очистки полученный продукт собирается
в газосборнике
Фтор, образовавшийся в электролитической ванне, содержит некоторые
примеси, возникшие вследствие попадания воздуха, электролиза воды и по-
степенного фторирования угольных электродов. Продукт, выходящий из реак-
тора, поступает в систему очистки и, пройдя несколько ее ступеней, соби-
рается в газосборнике.
Система очистки задерживает не все (и не полностью) примеси, возни-
кающие в процессе производства элегаза. Некоторое количество примесей
34
остается. Из газосборника элегаз поступает в систему осушки и, наконец, сжи-
мается и сжижается. При этом устраняется большая часть неконденсируемых
веществ (О2, N2 и CF4). Элегаз собирается в стальные баллоны, в них хра-
нится и поставляется потребителям.
В практике рекомендаций МЭК указаны следующие объемы баллонов
в литрах: 3,5, 10, 20, 40, 80, 150 и 500. Предпочтительные объемы 10 и 40 л.
Испытательное давление 70 • 105 Па. В странах с умеренным климатом наи-
большая степень заполнения 1,04 кг/л.
Помимо примесей, которые образуются в процессе производства элегаза,
в товарном элегазе содержатся также примеси, возникшие вследствие несо-
вершенства уплотнений технологического оборудования, и загрязнения, оста-
ющиеся в баллонах, в которых элегаз поставляется потребителям.
Если химически чистый элегаз нетоксичен и является весьма инертным
соединением, которое до температуры 180° С не реагирует ни с какими ма-
Газосборник
Элегаз товарный
Рис. 1-20. Схема технологического цикла произ-
водства элегаза
териалами, применяемыми в высоковольтном аппаратостроении, то примеси
могут изменить упомянутые свойства продукта, а изменение содержания при-
месей в техническом элегазе может сделать его непригодным для применения.
Необходим поэтому тщательный качественный и количественный анализ при-
месей, содержащихся в техническом элегазе.
В § 4-7 будет показано, что невыполнение этого требования приводило
к авариям элегазовых аппаратов в США.
Выше упоминалось, что в процессе производства элегаза образуются по-
бочные продукты, и в том числе сильно токсичное соединение S2Fi0. Техноло-
гическая линия включает в себя систему очистки, в результате чего в техни-
ческом элегазе остается лишь некоторое количество нетоксичных продуктов.
Чтобы вызвать неприятные последствия, концентрация S2Fi0 достаточна столь
малой, что примесь может быть и не обнаружена обычными аналитическими
методами. Поэтому завод-изготовитель проверяет промышленный элегаз на
токсичность биологическими методами. В среду, содержащую 79% (по объ-
ему) промышленного элегаза и 21% чистого кислорода, помещают самок бе-
лых мышей. По поведению мышей делается заключение об отсутствии ток-
сичных примесей, о чем завод-изготовитель выдает потребителю соответствую-
щий сертификат.
Количество примесей, содержащихся в техническом элегазе, должно быть
ограничено до таких размеров, чтобы примеси отдельно или в сочетании друг
с другом не создавали опасности для работы газонаполненного оборудования.
Например, гидролизующиеся фторсодержащие продукты в сочетании с вла-
гой образуют кислоты, которые неблагоприятно действуют на различные
2*
35
элементы электрических аппаратов, и прежде всего на уплотнения, контакт-
ные соединения и элементы из твердой изоляции.
Четырехфтористый углерод, образующийся при фторировании угольных
электродов, может представить опасность в том случае, если под действием
дуги или короны будет происходить его разложение с выделением свободного
углерода, осаждение которого на поверхность твердых изоляционных эле-
ментов вызовет перекрытие. Однако это соединение чрезвычайно прочное, ко-
торое даже под действием дугового разряда разлагается незначительно.
Элегаз — среда не окисляющая, а защитная. Присутствие же кислорода
ослабляет защитное действие элегаза. Кроме того, коронный и дуговой раз-
ряды в элегазе с повышенным содержанием кислорода и в особенности влаги
приводят к появлению кислотообразующих соединений. Поэтому количество
кислорода и особенно влаги в техническом элегазе должно быть строго огра-
ничено, причем в зависимости от
т - . tn производственного процесса кис-
1 аолица i-iu лород и азот не обязательно бу-
Примесь или группа примесей Максимальная,! допустимая концентрация (по массе) дут находиться в том же самом соотношении, что и в атмосфер- ном воздухе. В рекомендациях МЭК, кото- рые приведены в табл. 1-10, содер-
Кислород + азот cf4 Вода Кислоты Гидролизуемые фториды Токсичные вещества 0,05% 0,05% 0,015 г/кг 0,0003 г/кг 0,001 г/кг Отсутствуют жится указание на максимальное допустимое количество примесей в техническом элегазе. Хотя в промышленном элегазе содержится незначительное коли- чество влаги, в аппаратах, нахо- дящихся в эксплуатации, зареги- стрирована влажность, доходящая
до 100—150 мг на 1 кг элегаза.
В реальных условиях влага попа-
дает в элегаз из материалов (прежде всего изоляционных) различных эле-
ментов, находящихся во внутренней полости элегазового аппарата. В связи
с этим до заполнения аппарата элегазом его внутреннюю полость необходимо
отвакуумировать. При вакуумировании большая часть молекул воды (но не
все) будет эвакуирована из внутреннего объема аппарата. Если остаточное
давление при вакуумировании составляет 100 Па, то количество воды, содер-
жащейся в остаточном воздухе, не будет превышать 1 мг/кг.
При длительной работе устройств с газовой изоляцией имеет место про-
никновение атмосферной влаги во внутреннюю полость через поры в метал-
лических оболочках и уплотнениях. Характер и степень перехода газа из внут-
ренней полости с некоторым избыточным давлением газа наружу и из окру-
жающей среды во внутреннюю полость определяется размерами пор и соот-
ношением давлений. Если диаметр поры в оболочке d существенно больше
длины свободного пробега молекулы, то, как показано на рис. 1-21, вследствие
истечения газа из внутреннего объема в окружающую среду проникновение
атмосферной влаги во внутреннюю полость аппарата исключено. Но при ма-
лых размерах пор, не превышающих длины свободного пробега молекулы, т. е.
меньших (2—4) • 10-8 м, имеет место проникновение атмосферной влаги за
счет разницы парциальных давлений паров воды во внутренний объем ап-
парата. Кроме того, в газонаполненных аппаратах возможно проникновение
влаги сквозь уплотняющие кольца вследствие диффузии растворением, кото-
рая имеет сложный характер. Этот процесс также показан на рис. 1-21. При
значительных размерах оболочек газонаполненных аппаратов высокого на-
пряжения обязательно будет наблюдаться и утечка элегаза и его увлажне-
ние. Поэтому в процессе эксплуатации элегазовых аппаратов с большой пло-
щадью оболочек систематически производят измерения влажности элегаза.
При этом имеется в виду, что за счет явления адсорбции содержание влаги
в газе зависит от температуры, уменьшаясь при ее понижении.
36
Абсолютным методом определения влажности элегаза, по которому про-
веряются другие методы, является гравиметрический. Но поскольку основной
конденсирующейся примесью в элегазе является вода, то, полагая, что другие
конденсируемые примеси отсутствуют, обычно применяют более простой
и удобный метод определения температуры конденсации или (что одно и то
же) метод точки росы. Суть
этого метода заключается в Элегаз
следующем.
На рис. 1-22 приведена
кривая зависимости состояния
водяного пара, находящегося
в замкнутом объеме, от тем-
пературы и давления. Пред-
положим, что в данном объеме
находится столько водяных
паров, что при температуре (h
они создают парциачьное дав-
ление pi. Если же в этот объ-
Рис. 1-21. Схема проникновения атмосфер-
ной влаги во внутреннюю полость аппа-
рата
ем внести твердое тело с тем-
пературой ©2, то на его по-
верхности выпадет конденсат.
Таким образом по температуре
конденсации влаги, которую
называют точкой росы, можно
судить о парциальном давлении водяного пара и, следовательно, о количестве
воды, содержащейся в единице объема элегаза. Если температура конденса-
ции лежит ниже 0° С, то на охлажденной поверхности выпадает не конденсат.
а изморозь. Но и в этом случае температуру, при которой появляется измо-
Рис. 1-22. Кривая
состояния водяного
пара в зависимости
от температуры и дав-
ления
розь, считают точкой росы. По экспериментально
найденной точке росы с помощью таблицы, в которой
приведены параметры незагрязненного водяного
пара, находят влагосодержание. Точность опреде-
ления влажности элегаза по методу точки росы
зависит от точности определения точки росы и коли-
чества других конденсируемых примесей, содержа-
щихся в элегазе. В новом элегазе таких примесей со-
держится ничтожно малое количество. При определе-
нии точки росы возникают трудности двоякого рода.
Во-первых, измеренная термометром (или термопа-
рой) температура должна соответствовать темпера-
туре поверхности, на которой образуется конденсат
или изморозь. Во-вторых, на охлаждаемой поверх
ности не всегда сразу удается обнаружить начало
образования конденсата или изморози. Очень часто
регистрируется температура более низкая, чем истин-
ная точка росы.
В рекомендациях МЭК по приемке нового эле-
газа дается описание простого прибора и процедуры
проведения эксперимента, с помощью которых можно
достаточно точно определить точку росы. Схемати-
ческое изображение прибора показано на рис. 1-23.
Прибор состоит из основания 1 с каналами и устрой-
ствами 11 для подсоединения подводящей и отводя-
щей трубочек. На основании укреплен цилиндр 2 из прозрачного стекла, на
котором с помощью фланца 4 укреплена латунная трубка 7. В ней смонти-
рована медная чашка 3 с углублением для термометра и поверхностью 9, на
которой выпадает конденсат. Для точного определения момента появления
конденсата поверхность 9 диаметром 8—10 мм покрыта никелем и отполиро-
вана; это зеркало окружено тонким зеркальным кольцом из стали 8, которое
всегда теплее и поэтому остается свободным от конденсата. Кроме того,
37
в приборе предусмотрен черный экран 10, который располагается таким об-
разом, что вся зеркальная поверхность выглядит черной, пока на ней не по-
явится конденсат в виде белого диска на черном фоне.
Чашка 3, гнездо для термометра 5 и зеркальная поверхность 9 благодаря
высокой теплопроводности меди и наличию высокого теплового сопротивле-
ния между зеркалом 9 и окружающей средой образуют единую изотермиче-
скую массу. Этим обеспечивается однозначность температуры зеркала и
гнезда и, следовательно, высокая точность измерения температуры зеркала.
Для измерения температуры наиболее удобно применять жидкостный термо-
метр с нижней границей —60° С,
Рис. 1-23. Конструктивная схема при-
бора для определения точки росы
погрешностью измерения ±0,5° С
и нижней отметкой, расположен-
ной выше основания шарика не
менее чем на 14 см, чтобы шкала
выступала из стальной трубки 5.
В качестве охлаждающей
среды в этом приборе необходимо
применять твердую углекислоту
(СОг) либо в виде таблеток, либо
дробленую, закладываемую в чаш-
ку 3 через цилиндр 6. При опре-
делении течки росы рекомендуется
поддерживать расход газа посто-
янным в диапазоне 0,5—2 л/мин.
Схема соединения элементов ус-
тановки при определении точки
росы показана на рис. 1-24.
В воздушных выключателях
воздух в процессе гашения дуги
выбрасывается в атмосферу. В не-
которых типах элегазовых выклю-
чателей гашение дуги также осу-
ществляется потоком элегаза, вы-
текающего из резервуара высо-
кого давления. Но поскольку
элегаз — дорогой по сравнению
с воздухом (даже специально
подготовленным) продукт, выбра-
сывать его в атмосферу нецелесо-
образно. Поэтому элегазовые вы-
ключатели работают по замкну-
тому циклу. Из объема с высоким давлением (13—20) • 105 Па, элегаз при га-
шении дуги вытекает в резервуар низкого давления, которое выбирается из
условия обеспечения необходимой электрической прочности. Но, как видно
из рис. 1-1, при давлении 13- 10s Па и температуре около 0°С начнется сжи-
жение элегаза, поэтому уже при положительных температурах необходимо
включать систему подогрева.
Относительно высокая стоимость элегаза требует обеспечения надежных
уплотнений элегазовых аппаратов, но если это требование выполнено, то вы-
сокая дугогасительная способность элегаза и, следовательно, малая длитель-
ность горения дуги, обеспечивают существенно большее число отключений
полного тока короткого замыкания по сравнению с маслом и воздухом. По-
этому элегазовые выключатели имеют значительно больший межревизионный
период и, следовательно, требуют меньшего количества эксплуатационного
персонала. В настоящее время близки к завершению работы по созданию
комплекса аппаратов, которые будут работать без обслуживания в течение
всего периода их эксплуатации.
Качество уплотнений элегазовых аппаратов может контролироваться спе-
циальным прибором — галоидным течеискателем, который работает по сле-
38
дующему принципу. Даже незначительное содержание в воздухе электроот-
рицательных газов изменяет ход ионизационных процессов и повышает элект-
рическую прочность газового промежутка. Галоидный течеискатель работает
на принципе гашения тлеющего разряда (горящего в чистом воздухе), если
в нем появится незначительная примесь элегаза. На рис. 1-25 приведены кри-
вые объемной концентрации некоторых газов, при которой гаснет тлеющий
разряд в зависимости от напряжения источника, питающего устройство. Ри-
сунок показывает, что при напряжении источника питания 300 В присутствие
Рис. 1-24. Соединение
элементов газовой си-
стемы при определении
точки росы
/ — баллон с газом, 2 — вен-
тиль баллона, 3 — вентиль
тонкой регулировки, 4 —
пробоотборная трубка, 5 —
прибор для определения
точки росы. 6 — выпускная
трубка, 7 — расходомер
Рис. 1-25. Кривые объем-
ной концентрации неко-
торых газов, вызываю-
щей погасание тлеющего
разряда
в воздухе элегаза с концентрацией менее 1 • 10-в вызывает погасание тлею-
щего разряда. Для обнаружения соединения CCI2F2 концентрация этого ве-
щества в воздухе должна быть более высокой (1 • 10_‘), а для обнаружения
водяных паров их объемная концентрация в воздухе должна быть более 0,1.
Регулировка чувствительности прибора, как следует из рис. 1-25, осуществ-
ляется изменением напряжения источника питания.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕГАЗА
2-1. Общие соображения
Технико-экономические показатели оборудования, в котором
в качестве изоляции применяется сжатый элегаз, существенно
зависят от того, насколько высокой может быть выбрана
39
рабочая напряженность электрического поля на поверхности эле-
ментов, находящихся под воздействием высокого напряжения.
Выявление основных закономерностей, связывающих изоляци-
онные- характеристики сжатых газов с параметрами газа и раз-
рядного промежутка, а также состоянием последнего, дает воз-
можность влиять определенным образом на процессы разряда
посредством изменения формы и состояния поверхности элек-
тродов, расстояния между ними, давления газа и степени его
чистоты. Всесторонний учет факторов, определяющих процессы
разряда в элегазе, даст возможность выбрать оптимальные па-
раметры оборудования.
2-2. Механизм разряда в элегазе
Развитие разряда в элегазе существенно не отличается от
механизма разряда в воздухе, хотя явно выраженные электро-
отрицательные свойства элегаза и вносят некоторое своеобра-
зие. И в том, и в другом газе может иметь место лавинная и
стримерная форма разрядов, причем в обоих случаях электри-
ческий пробой газового промежутка начинается с образования
лавины электронов. Она возникает, если электроны, ускоряясь
в электрическом поле, приобретают способность производить
ударную ионизацию, в результате которой общее число элек-
тронов будет увеличиваться.
Размножение электронов характеризуется первым таунсен-
довским коэффициентом ионизации а. Но в электроотрицатель-
ных газах наряду с размножением электронов в лавине проис-
ходит также и уменьшение их числа за счет прилипания к ней -
тральным молекулам, которое характеризуется коэффициентом
прилипания т]. Таким образом, изменение числа электронов
в лавине на пути dx в элегазе равно
dN — N(a—T])dr, (2-1)
где N — число электронов в лавине, образовавшейся при уско-
рении первого электрона. При условии а>т) число электронов
будет возрастать. Интегрируя, получим
lnAf=|(a—T])dx. (2-2)
b
Кроме ионизации электроны лавины производят возбужде-
ние молекул газа. Последующий переход молекул в нормаль-
ное состояние происходит в течение короткого промежутка вре-
мени и сопровождается излучением фотонов, которые могут
ионизировать молекулы газа или освобождать электроны с по-
верхности катода.
После прохождения лавины электронов в объеме газа ос-
таются положительные и отрицательные ионы.
40
При числе электронов в лавине AZ< 108 искажение поля по-
ложительным объемным зарядом, оставленным начальной ла-
виной, незначительно и практически не оказывает влияния на
развитие разряда.
При А>108 механизм развития разряда существенно изме-
няется. Созданный начальной лавиной положительный объем-
ный заряд изменяет поле, которое становится резко неоднород-
ным. В ограниченной части поля градиент потенциала возрас-
тает. А поскольку коэффициент ионизации весьма чувствителен
к изменению напряженности поля, резко возрастает число
электронов вторичных лавин, развивающихся в зоне искажен-
ного поля. Усиление поля в узкой зоне приводит к тому, что
число электронов в лавинах, возникших в объеме газа вслед-
ствие его фотоионизации, становится сравнимым с числом элек-
тронов начальной лавины. Эти лавины вливаются в узкую зону
положительного объемного заряда, а оставленный ими положи-
тельный заряд увеличивает длину объемного заряда, оставлен-
ного начальной лавиной. При этом область положительного
объемного заряда вытягивается в узкий канал. Последователь-
ный ряд большого числа воспроизводимых путем фотоиониза-
ции электронных лавин, сдвинутых относительно друг друга
в пространстве и времени, называется стримером. Кончик стри-
мера, т. е. область наивысшей интенсивности ионизации, про-
двигается значительно быстрее, чем электроны по каналу стри-
мера во встречном направлении.
После пересечения стримером всего промежутка ток в его
канале поддерживается за счет ударной ионизации вблизи по-
верхности катода. Движение электронов вдоль канала стри-
мера вызывает его разогревание до весьма высокой темпера-
туры, при которой становится возможной термическая иониза-
ция и разряд переходит в дуговой.
Таким образом, условием образования стримера в проме-
жутке является выполнение условия самостоятельности разряда
при существенном искажении поля объемным зарядом началь-
ной лавины, обеспечивающем локализацию ионизационных про-
цессов. Поскольку такое искажение поля наступает лишь в слу-
чае, если число электронов в лавине больше 108, условие про-
боя можно записать в следующей форме:
хк
In NK = In 108 = [ (a—т)) dx, (2-3)
b
где x— расстояние от электрода, хк— критическое расстояние,
по прохождении которого число электронов в лавине N дости-
гает критического значения, равного 108.
Если лавина на своем пути между электродами не приобре-
тет критического числа электронов, необходимого для пробоя
в стримерной форме, то увеличение начального числа электро-
нов может происходить вследствие эмиссии электронов из
41
катода при бомбардировке его положительными ионами и фото-
электронной эмиссии.
Однако в элегазе второй таунсендовский коэффициент иони-
зации у не превышает 10-7, поэтому вторичные электроны на
катоде образуются в основном с помощью фотонов малой энер-
гии. Но в элегазе и фотоэффект с катода малоэффективен.
В нем только один из 105—106 освобожденных электронов мо-
жет инициировать лавину. Поэтому для приближенной оценки
пробивного напряжения условие разряда в элегазе при лавин-
ном механизме пробоя можно записать в следующей форме:
а—т] = 0. (2-4)
В реальных конструкциях электрических аппаратов проме-
жутки между электродами достаточно велики, поля сравни-
тельно однородны, давления газа значительны. Для них по-
этому характерна стримерная форма разряда.
Коэффициенты а и т] находятся в довольно сложной зависи-
мости от размера и структуры молекулы газа. В газах с более
крупными молекулами возникает большее число столкновений
на единице длины пути электрона, вследствие чего его скорость
к моменту столкновения, а следовательно, и коэффициент а
снижается. В высокомолекулярном газе, например элегазе,
благодаря многим возможным уровням возбуждения столкно-
вения не упруги и кинетическая энергия электрона поэтому
полностью поглощается молекулой. Коэффициент захвата
в этом случае может быть очень большим. Высокое сродство
молекулы к электрону, зависящее от структуры молекулы и
природы составляющих ее атомов, еще более увеличивает ко-
эффициент захвата.
Электронное сродство возрастает слева направо и снизу
вверх периодической таблицы элементов. Оно, таким образом,
максимально для элементов F, С1, Вг, О, S, Se, которые распо-
ложены в правом верхнем углу таблицы Менделеева. Эти эле-
менты называются электроотрицательными. Соединения элек-
троотрицательных элементов обычно также имеют высокое
электронное сродство, т. е. высокий коэффициент прилипания.
При столкновении электрона, обладающего низкой энер-
гией (We<0,1 эВ), с нейтральной молекулой элегаза образу-
ются стабильные отрицательные ионы путем резонансного за-
хвата— либо без диссоциации [формула (2-5)], либо с диссоциа-
цией [формула (2-6)]:
e + SFe->(SF6 )*
->SF?
^SFF + F,
(2-5)
(2-6)
причем после столкновения молекула переходит в возбужден-
ное состояние (SFe-) *.
42
Можно предположить появление вследствие диссоциации
возбужденных молекул (SFe-)* и других отрицательных ионов.
Например, в реакции
e+SFe->(SFr)‘->SFr + 2F (2-7)
ПОЯВЛЯЮТСЯ ИОНЫ SF.4- и т. д.
Зависимости тока ионов SF6~ и SFe- от ускоряющего напря-
жения показывают, что максимум тока ионов SF6_ имеет место
при энергии электронов, равной 0,05 эВ. Но кинетическая энер-
гия теплового движения электронов и молекул газа при темпе-
ратуре 20° С лишь немного меньше этого значения. Таким об-
разом процессы захвата свободных электронов по уравнениям
(2-5) и (2-6) в электроотрицательных газах происходят и при
отсутствии электрического поля, так что в элегазе всегда име-
ется значительное Число отрицательных ионов и ощущается де-
фицит свободных электронов, что вносит своеобразие в на-
чальную стадию формирования пробоя.
В электрическом поле отрицательные ионы при движении
их к аноду получают ускорение. При столкновении иона, пере-
мещающегося в сильном электрическом поле и обладающего,
следовательно, достаточно большой энергией, с нейтральной
молекулой электрон освобождается. При достаточной кинети-
ческой энергии освободившихся электронов вследствие ударной
ионизации может образоваться положительный пространствен-
ный заряд. Однако в элегазе процесс ударной ионизации отли-
чается от обычного. Вместо ожидаемого процесса по уравнению
eB.s + SFe-^SF6++2e, (2-8)
где ев. э — электрон с высокой энергией, в нем идет процесс
eB.9 + SFe->SFt + F + 2e. (2-9)
Зависимости значений относительных коэффициентов объ-
емной ионизации а/p, прилипания т]/р и их разности а/р—т)/р
от относительной напряженности ускоряющего поля £/р для
элегаза приведены на рис. 2-1. Они показывают, что критиче-
ское значение относительной напряженности поля, при которой
для обоих механизмов пробоя выполняется условие а—т] = 0,
для элегаза равно 8,9- 10—4 кВ/(см-Па), а для воздуха оно
равно 2,7-10-4 кВ/(см*Па). Это объясняется тем, что в элегазе
коэффициент прилипания т] значительно выше, чем в воздухе,
в то время как коэффициент ионизации а в элегазе не так
сильно отличается от такового для воздуха. Таким образом,
в элегазе для образования пробоя требуется обеспечить при-
мерно в три раза большую напряженность электрического поля
по сравнению с воздухом.
В то же время для пробоя в форме стримера имеет значе-
ние еще и подъем кривой (а—t])/p=f(E/p) вблизи а—т] = 0.
В элегазе этот подъем во много раз больше, чем в воздухе;
43
требуется очень небольшое расстояние хк, чтобы выполнить ус-
ловие разряда (2-3). Поэтому ограниченное локальное повыше-
ние напряженности поля сверх (Е/р)к, вызванное остриями,
краями, твердыми частицами на гладкой поверхности или
вблизи нее и т. п., может привести к пробою всего газового про-
межутка, и прежде всего промежутка с однородным или ква-
зиоднородным электрическим полем.
. Локальные микронеоднородности на
Рис. 2-1. Значения от-
носительных коэффици-
, “—Л
ентов alp, rtfp и -----
Р
в зависимости от отно-
поверхности катода, усиливающие ос-
новное электрическое поле, могут выз-
вать появление автоэлектронной эмис-
сии, в результате чего образуется прост-
ранственный заряд отрицательных ионов,
еще более усиливающий электрическое
поле и, следовательно, способствующий
возникновению разряда.
Но и при отсутствии локальных неод-
нородностей электрического поля благо-
даря крутому подъему зависимости (а—
—’4)lp=f(^/p} незначительное превыше-
ние Е/р над (Е/р)к приводит к тому,
что число электронов в лавине достига-
ет критического и происходит разряд в
стримерной форме. Из рис. 2-1 следует,
что эту зависимость можно описать
уравнением
= k Г——(—) 1, (2-10)
р L р \ р /к]
сительной напряжен-
ности поля Е/р где численное значение коэффициента
k, определенное по рис. 2-1, равно
2,7 кВ-1, а (£/р)к=8,9-10-4 кВ/(см-Па).
Таким образом, уравнение (2-3) может быть записано
в следующей форме:
1пДГк = Л
К
j Edx—(Е/р)крхк
о
(2-11)
2-3. Пробой промежутков
с однородным электрическим полем
В промежутках с однородным или квазиоднородным элек-
трическим полем (при отсутствии локальных неоднородностей)
разряд происходит в стримерной форме, причем условием раз-
ряда является равенство N=NK. В однородных полях во всем
промежутке Е = const и хк=5. Тогда уравнение (2-11) преобра-
зуется в форму
]nN = k[E—(Е/р)к p]S.
(2-12)
44
Полагая в нем W=AfK=108, получим выражение для отно-
сительной пробивной напряженности ЕПр/р в однородном поле:
_Епр_ = 1п^ . (g ig)
Р kpS \ р )
Пробивное напряжение для однородного электрического
поля
С/п1) = _ЁЛР.р5 = ^^+ pS. (2-14)
Р k \р /
Сравнение зависимостей Eav/p=f(pS) для элегаза и воз-
духа, вычисленных по уравне-
нию (2-14), приведено на
рис. 2-2. Из-за очень боль-
шого значения коэффициента
k для элегаза первый член
в уравнении (2-14) уже при
небольших значениях произ-
ведения pS становится прене-
брежимо малым. Так, при pS =
=0,5- 105 он составляет всего
лишь 1,5% от значения
(Е/р)к=8,9-10-4 кВ/(см-Па).
В воздухе влияние первого
члена перестает сказываться
на величине Еп$1р при значении
произведения pS, на порядок
большем.
В реальных конструкциях
электрических аппаратов, как
правило, pS^>0,5-105. Поэто-
му для практических расчетов
родном поле можно пользоваться уравнением
Рис. 2-2. Кривые относительной про-
бивной напряженности для элегаза
и воздуха в зависимости от произве-
дения pS
/ — элегаз (теоретическая зависимость),
2— элегаз (экспериментальная кривая),
3 —элегаз (Е/р)к =8.9-10 ~4 кВ/(см-Па).
4 — воздух, 5 — воздух (Е/р)к =2,7-10~4
кВ/(см-Па)
пробивного напряжения в одно-
t7np = _^£P_pS = /'—) pS = 8,9 -10-4 pS. (2-15)
Р \Р L
Следует отметить, что (Е/р)к=8,9-10-4 кВ/(см-Па)—это
теоретически полученное значение, труднодостижимое в ре-
альных высоковольтных конструкциях. В реальных условиях
численное значение относительной пробивной напряженности
Euplp всегда меньше (Е/р)к вследствие влияния локальных не-
однородностей электрического поля.
2-4. Влияние неоднородности электрического поля
Важной и сложной задачей при разработке устройств высо-
кого напряжения с газовой изоляцией является правильное ис-
пользование информации, полученной при экспериментах,
45
в реальных конструкциях. Условия эксперимента не всегда точно
соответствуют тем, которые возникают в процессе проектирова-
ния высоковольтной установки. Подчас очень трудно выявить
эти различия, а еще труднее дать количественную оценку их
влияния, так как разнообразные факторы, определяющие элек-
трическую прочность, зачастую тесно связаны между собой, об-
разуя сложные зависимости.
Даже в простейшем случае — однородного поля — имеется
немало факторов, влияющих на электрическую прочность газо-
вой изоляции: природа газа, давление, расстояние между элек-
тродами, форма приложенного напряжения и его длительность,
условия ионизации промежутка и род металла, из которого из-
готовлены электроды.
Максимальное значение пробивного напряжения, возможное
при данном давлении какого-либо газа и расстоянии между
электродами, обеспечивается в однородном поле. По мере ис-
кажения электрического поля (при неизменных прочих усло-
виях) пробивное напряжение уменьшается. Наименьшие зна-
чения пробивного напряжения обнаруживаются в промежутке
игла — плоскость при положительной полярности иглы. Оче-
видно, что при разработке новых конструкций высокого напря-
жения необходимо знать пределы изменения пробивного на-
пряжения и влияние на него различных факторов, чтобы при
минимальных габаритах устройства обеспечить необходимую
электрическую прочность.
На рис. 2-3 приведены результаты исследования электриче-
ской прочности элегаза при промышленной частоте в зависи-
мости от расстояния между электродами и давления. Алюми-
ниевые электроды, размеры и конструкция которых показаны
на рисунке, обеспечивали сравнительно однородное электриче-
ское поле. Здесь же проведена кривая зависимости прочности
от расстояния для воздуха при атмосферном давлении. Срав-
нение соответствующих кривых показывает, что пробивное на-
пряжение элегаза в однородном поле при атмосферном давле-
нии, как и следовало ожидать, в три раза выше, чем в воздухе
при тех же условиях. При этом средняя пробивная напряжен-
ность в элегазе равнялась 59 кВ/см, а в воздухе — 20 кВ/см.
В соответствии с законом подобия в однородных и слабоне-
однородных полях при неизменной температуре разрядное на-
пряжение является функцией произведения давления р и рас-
стояния между электродами S, если отношение основных раз-
меров, определяющих конфигурацию электрического поля,
остается неизменным.
При одновременном изменении температуры и давления это
правило справедливо для произведения относительной плотно-
сти газа и длины промежутка S.
Если условие геометрического подобия не выполняется, то
наблюдается отклонение от правила Unp=f(pS). Так, для дан-
46
ного значения произведения pS экспериментально определенное
пробивное напряжение заметно уменьшается с ростом давле-
ния. Кроме того, отклонение от закона подобия возрастает по
мере уменьшения однородности поля. Отчасти оно объясняется
тем, что даже в практически однородном поле возникает про-
странственный заряд, искажающий электрическое поле перед
пробоем. Однако характер зависимости Unp=f(p) при этом ос-
тается монотонно возрастающим. При данном же значении
давления р электрическая прочность промежутка, как видно из
рис. 2-3, линейно растет с расстоянием
S между контактами. Прочность повы-
шается также и с ростом давления, од-
нако не пропорционально ему, что сви-
детельствует об отклонении от закона
подобия. Об этом же говорит и тот факт,
что результаты, приведенные на рис. 2-3,
не укладываются на одну кривую
Unp(pS). Для каждого давления получа-
ется своя кривая Unp(pS), причем наб-
людается значительное взаимное сме-
щение кривых. При давлении 5-10® Па
прочность промежутка в элегазе лишь в
2 раза превышает прочность в воздухе.
Снижение относительной прочности
элегаза по сравнению с воздухом при по-
вышении давления, по-видимому, связа-
но с переходом разряда от лавинной
формы к стримерной. В области дейст-
вия закона подобия пробой происходит
в лавинной форме, а в области, где за-
кон подобия не выполняется — в стри-
мерной. Критическое давление * рк
(в паскалях), при котором еще выполняется закон подобия,
можно вычислить по формуле
ркЛ4 = П0-105,
Рис. 2-3. Кривые про-
бивного напряжения
в зависимости от рас-
стояния между электро-
дами и давления
(2-16)
где М — молекулярная масса газа.
Принимая для воздуха Л4=29, получим рк. ас = 3,8-105 Па.
Молекулярная масса элегаза М= 146,06 и, следовательно,
Рк.аб = 0,75-105 Па. При давлениях выше критического рост
пробивного напряжения с увеличением давления замедляется.
Таким образом, замедление роста электрической прочности
элегаза начинается значительно раньше, чем воздуха, что и
приводит к понижению относительной электрической прочности.
Давление и молекулярная масса газа определенным
* Следует делать различие между давлением рк и критическим давле-
нием состояния газа.
47
образом связаны с характером разряда промежутка между
электродами. Повышение давления и молекулярной массы газа
связано с усилением поглощения фотонов в газе и, следова-
тельно, усилением фотоионизации, что способствует накоплению
числа электронов до критического (примерно 108), при котором
становится возможной стримерная форма разряда.
В неоднородном электрическом поле, помимо перечислен-
ных выше факторов, опреде пяющих электрическую прочность
газовой изоляции, добавляется еще один: характер электриче-
ского поля, зависящий от конфигурации электродов. С этой
точки зрения электрические поля можно разделить на однород-
ные, резко неоднородные и поля с той или иной степенью не-
однородности.
В резко неоднородном поле длина лавин самостоятельного
разряда может быть существенно меньше длины разрядного
промежутка. Самостоятельный разряд в этом случае возникает
в узкой области с высокой напряженностью электрического
поля в виде ореола, окружающего электрод, который получил
название короны. Напряжение Un, при котором она возникает,
называют начальным напряжением.
При самостоятельном разряде непрерывно поддерживается
поток электронов, образуемых вторичными процессами. Разряд
у положительно заряженного электрода поддерживается только
за счет фотоионизации в объеме газа. При обратной полярности
вторичные электроны возникают как в результате фотоэлек-
тронной эмиссии с катода, так и вследствие фотоионизации
в объеме газа.
Несмотря на различие природы воспроизводства вторичных
лавин начальные напряжения при положительной и отрица-
тельной полярности электрода, как видно из рис. 2-4, довольно
близки.
На рис. 2-4 приведены кривые изменения начального напря-
жения t7H(r) при атмосферном давлении газа. Рисунок показы-
вает, что и в элегазе, и в воздухе напряжение начала короны
растет при увеличении радиуса кривизны электрода, причем
в элегазе этот рост идет быстрее, чем в воздухе. Аналогичная
картина (рис. 2-5) наблюдается и при увеличении давления:
в элегазе начальное напряжение растет значительно быстрее,
чем в воздухе.
Пробой при промышленной частоте промежутка, образован-
ного электродами типа игла—плоскость, как в элегазе, так и
в воздухе происходит в тот полупериод, когда игла имеет по-
ложительную полярность.
Зависимость пробивного напряжения Unp электроотрица-
тельного газа от давления р в резко неоднородном поле при
положительной полярности иглы существенным образом отли-
чается от таковой для однородного поля. В первом случае
(рис. 2-6) в кривой t/np=f(p) при некотором давлении рк обна-
48
руживается максимум пробивного напряжения, за которым
следует спад. При некотором давлении рс (давление спада)
наблюдается минимум пробивного напряжения, после которого
(7Пр монотонно растет. Своеобразный ход кривой объясняется
следующим образом.
Возникновение в узкой
зоне высокой напряженно-
сти поля самостоятельного
разряда (в виде коронного)
приводит к образованию
положительного объемного
заряда. Его образованию
способствует то обстоятель-
Рис. 2-5. Кривые зависимости на-
чального напряжения (амплитуд-
ное значение) от давления газа
Рис. 2-4. Кривые начального на-
пряжения элегаза и воздуха в за-
висимости от радиуса закругления
электрода при атмосферном дав-
лении
давления и увеличении
коэффициент диффузии
молекулярной массы газа уменьшается
у-)const
pYm
(2-17)
Этот заряд, возникающий вокруг электрода с малым радиу-
сом закругления, как бы увеличивает радиус кривизны элек-
трода, выравнивая электрическое поле, вследствие чего пробив-
ное напряжение Unp возрастает по сравнению с начальным.
В области максимума кривой Unp(p) пробивное напряжение
значительно выше начального.
В связи с этим говорят, что разряд в этой области стабили-
зирован короной, понимая под этим значительное повышение
пробивного напряжения по сравнению с начальным. Следует
подчеркнуть, что не всегда возможно использовать преимущества
49
коронной стабилизации разряда из-за того, что при корон-
ном разряде некоторые газы, и в частности элегаз, стано-
вятся химически активными, способными разрушающе действо-
вать на многие конструкционные материалы. Поэтому должно
быть совершенно исключено появление короны в элегазе под
действием рабочего напряжения. Ввиду кратковременности по-
явление короны при перенапряжениях в большинстве случаев
не опасно.
Рис. 2-6. Кривые пробивного
напряжения промежутка с рез-
ко неоднородным электриче-
ским полем
1 — пробивное напряжение промыш-
ленной частоты, 2 — импульсное
пробивное напряжение положитель-
ной полярности, 3 — напряжение
начала короны при промышленной
частоте
Чем выше степень неоднородности электрического поля, тем
больше разность между начальным и пробивным напряжением.
Наличие объемного заряда изме-
няет также и траекторию искрово-
го разряда, поэтому при давлениях
газа, меньших рм разряды стремят-
ся обойти объемный заряд, а не
проходят через его центр, где поле,
по-видимому, более однородно.
Повышение давления газа вызы-
вает усиление поглощения фотонов
и, следовательно, приводит к росту
фотоионизации. В области макси-
мума фотоионизация становится
весьма интенсивной. Это связано с
усиленным образованием электрон-
ных лавин в промежутке. Движе-
ние отрицательных зарядов к аноду
приводит к нейтрализации положи-
тельного объемного заряда и, сле-
довательно, усилению неоднородно-
сти электрического поля, вследст-
вие чего пробивное напряжение
снижается. Одновременно повыше-
ние давления и связанное с ним
усиление фотоионизации ведет к увеличению длины лавин и
числа электронов в начальной лавине самостоятельного раз-
ряда. В области максимума, таким образом, происходит изме-
нение механизма пробоя от лавинного к стримерному. Образо-
вавшийся стример может продвигаться в направлении ка-
тода без дополнительного подъема напряжения. При давле-
нии рс происходит полная нейтрализация положительного объ-
емного заряда и пробой наступает без предшествующей ко-
роны.
С увеличением радиуса кривизны уменьшается скорость
снижения напряженности электрического поля вблизи поверх-
ности электрода, что приводит к уменьшению напряженности
поля на поверхности электрода, при которой возникает само-
стоятельный разряд в виде короны. Однако при этом увеличи-
вается длина лавин и число электронов в начальной лавине
50
самостоятельного разряда. При некотором радиусе кривизны
развивается стример.
Кривые пробивного напряжения элегаза при атмосферном
давлении и длинах промежутка S = 25 мм и 100 мм в зависимо-
сти от радиуса закругления конического электрода приведены
на рис. 2-7. Кривые Unp (г) имеют отчетливый минимум пробив-
ного напряжения.
При г<Гмин имеет место лавинная форма разряда и объем-
ный заряд образуется в резуль-
тате ударной ионизации газа
вблизи поверхности электрода
и перемещения ионов в поле
разрядного промежутка. Про-
бой в этом случае происходит
в положительный полупериод
переменного напряжения. При
г=Гмин имеет место переход от
пробоя, стабилизированного
пространственным зарядом, к
пробою без заметного влияния
объемного заряда. Кроме того,
при г>гМин пробой происходит
в отрицательный полупериод
переменного напряжения.
При увеличении расстоя-
ния между электродами мини-
мум пробивного напряжения,
сопровождающийся изменени-
ем полярности, перемещается
в область более высоких зна-
чений радиуса закругления
электрода. Аналогичный мини-
мум пробивного напряжения
имеет место и в воздухе, од-
нако в элегазе вследствие бо-
лее сильного проявления его
электроотрицательных свойств
Рис. 2-7. Кривые пробивного напря-
жения длинных промежутков (амп-
литудное значение) в зависимости от
радиуса закругления электрода в эле-
газе и воздухе при атмосферном
давлении
1 — элегаз при промышленной частоте, S=
= 100 мм; 2 — элегаз при постоянном на-
пряжении положительной полярности, S=
— 100 мм; 3 — элегаз при промышленной
частоте, 5=25 мм; 4 — воздух при посто-
янном напряжении положительной по-
лярности, S=100 мм; UH = напряжение на-
чала короны
этот минимум выражен значи-
тельно ярче. Следует отметить, что и при г=const можно обна-
ружить эффект изменения полярности и минимум пробивного
напряжения, если изменять расстояние между электродами. При
больших расстояниях между электродами (S>200 мм) с резко
неоднородным полем стример не достигает противоположного
электрода вследствие быстрого уменьшения напряженности
поля по мере удаления от электрода. Длина стримера опреде-
ляется приложенным к промежутку напряжением. При значи-
тельной длине стримера суммарный заряд, протекающий через
его канал, становится достаточным для нагревания основания
51
канала до такой температуры, при которой происходит термиче-
ская ионизация. Возникновение такого участка приводит к по-
вышению напряженности поля на его внешней границе вслед-
ствие образования положительного заряда весьма высокой кон-
центрации после некоторого смещения электронов этого участка
к аноду. Это приводит к последовательному образованию новых
стримеров, разогревание которых вызывает дальнейшее удли-
нение канала. Развивающийся канал в длинных промежутках
с сильнонеоднородным полем получил название «лидер». Разви-
тие лидера в элегазе связано с очень низкими значениями про-
бивной напряженности поля.
На рис. 2-6 приведена также кривая пробивного напряже-
ния при импульсном напряжении положительной полярности.
В кривой для импульсного напряжения наблюдается слабо вы-
раженный максимум, который почти в два раза меньше мак-
симума пробивного напряжения для положительной полярно-
сти постоянного тока. Таким образом, в области максимума
пробивного напряжения для сильно неоднородного поля коэф-
фициент импульса
*и=^Пр.ЛЛппр<1, (2-18)
где 1/пр.и—импульсное пробивное напряжение, Um пр — ампли-
тудное значение переменного пробивного напряжения промыш-
ленной частоты.
Наличие максимума в кривых для постоянного и перемен-
ного напряжения, как указывалось выше, связано с возникно-
вением короны и положительного объемного заряда. На его
образование необходимо определенное время. Установлено, что
это время меньше половины полупериода промышленной ча-
стоты, но больше нескольких микросекунд. И поскольку про-
бой при импульсном напряжении происходит на фронте волны,
пространственный заряд в полной мере образоваться не успе-
вает, импульсное пробивное напряжение оказывается сущест-
венно более низким, чем при напряжении постоянного тока.
После минимума, где пробивное напряжение совпадает с напря-
жением начала короны, коэффициент импульса больше еди-
ницы. По мере приближения поля к однородному влияние про-
странственного заряда на электрическую прочность ослабевает.
Публикуемые различными авторами результаты свидетель-
ствуют о том, что в квазиоднородных полях ka при положитель-
ной полярности импульса может достигать высоких значений.
При отрицательной полярности импульса kK, как правило, зна-
чительно меньше, чем при положительной полярности. Так,
в системе шар диаметром 20 мм — плоскость при расстоянии
S = 20 мм ^и( + ) = 1.67; kn(—) = 1,25. При увеличении расстоя-
ния, т. е. по мере усиления неоднородности поля, коэффициент
импульса для обеих полярностей уменьшается, достигая при
52
5=100 мм значения 1. При дальнейшем увеличении расстояния
/ги для обеих полярностей импульса становится меньшим 1.
На рис. 2-8 приведены кривые 50% импульсного пробивного
напряжения в элегазе и в воздухе в зависимости от радиуса
закругления электрода при 5=20 мм. Они показывают, что и
в элегазе и в воздухе в области резко неоднородных полей про-
бивное напряжение при отрицательной полярности волны выше,
чем при положительной. При переходе к полям слабо неодно-
родным имеет место эффект смены полярности импульсного
пробивного напряжения. В эле-
газе этот эффект наблюдается
/ S -]- г \
при г=6,5 мм I ~ =4,11,
а в воздухе — при г= 10 мм
/ S -4- г \
I—!— =3,0Ь Рисунок, кроме
того, показывает, что форма
электродов на импульсное про-
бивное напряжение положитель-
ной полярности оказывает более
сильное влияние, чем на напря-
жение отрицательной полярности.
Исследование пробивного на-
пряжения в зависимости от дав-
ления в полях слабонеоднород-
ных ( s + r = 2 показывает, что
Рис. 2-8. Кривые 50%-кого им-
пульсного пробивного напряжения
элегаза и воздуха при атмосфер-
ном давлении в зависимости от
радиуса закругления электрода
г
50%-ное импульсное пробивное
напряжение в элегазе как поло-
жительной, так и отрицательной
полярности монотонно увеличива-
1,2 — элегаз при отрицательной и по-
ложительной полярности импульса, 3,
4 — воздух при отрицательной и поло-
жительной полярности импульса
ется с ростом давления, однако
при абсолютных давлениях
свыше 4-105 Па рост пробивного напряжения отрицательной
полярности замедляется. В воздухе при абсолютных давлениях
свыше 5-105 Па также наблюдается замедление роста пробив-
ного напряжения, однако — положительной полярности. Следует
отметить, что коэффициент импульса в этом случае незначи-
тельно отличается от единицы.
В газонаполненных установках высокого напряжения ши-
роко используются экраны для выравнивания электрического
поля. Применением экранов достигается не только повышение
пробивного напряжения, и в частности импульсного, по-
скольку во многих случаях оно является определяющим при
выборе размеров конструкции, но и исключается коронирова-
ние и связанное с ним образование низших фторидов, небез-
обидных для многих конструкционных материалов.
53
2-5. Пробивное напряжение промежутков
с неоднородными электрическими полями
Стример, с большой вероятностью вызывающий пробой
в элегазе, не всегда возникает в неоднородном поле. В резко
неоднородном поле он вырождается в корону, при этом вслед-
ствие коронной стабилизации разряда пробивное напряжение
существенно выше напряжения UK. Таким образом, в резко не-
однородном поле условие образования стримера соответствует
не условию пробоя, а условию образования короны. Условию
пробоя соответствуют иные критерии.
Выражение для пробивного напряжения промежутка в эле-
газе с неоднородным электрическим полем можно получить,
исходя из следующих соображений. Предположим, что к элек-
троду, создающему резко неоднородное электрическое поле,
приложено напряжение, которое на вершине электрода создает
электрическое поле Ек1р, несколько превышающее значение
(Е/р)к. Вследствие большого значения коэффициента k в эле-
газе критическое число электронов NK, при котором возникает
стример, образуется уже на очень небольшом расстоянии от
острия. Поэтому максимальная напряженность электрического
поля на вершине электрода с резкой неоднородностью поля
играет первостепенную роль в формировании разряда в эле-
газе. Таким образом, значение пробивного напряжения в эле-
газе обусловливается распределением электрического поля в не-
посредственной близости от электрода с наибольшей неодно-
родностью поля. Оно описывается следующим выражением:
где R — радиус сферического электрода или эквивалентный ра-
диус несферического, определяемый из следующего выражения:
R 2
в котором и Т?2 — радиусы закругления вершины реального
электрода во взаимно перпендикулярных направлениях.
Разряд произойдет лишь в том случае, если на расстоянии
в направлении поля от вершины электрода х=хк относительная
напряженность Е/р от значения Еы/р снизится до значения, не
меньшего, чем (Е/р)к. Следовательно, критическое расстояние
хк может быть определено путем подстановки в последнее урав-
нение значения Е, найденного из критериального равенства:
Е1р = (Е1р\. (2-20)
Таким образом,
(2-21)
54
Подставляя (2-19) и (2-21) в уравнение (2-11), получим
InNK = In 108 = kR [VK-V(Elp)Kp]2. (2-22)
После преобразования этого выражения [пренебрегая чле-
ном In 10?/(kRp) ввиду его малости] получим выражение для
относительного значения максимальной пробивной напряжен-
ности электрического поля
£м.Пр/рМ£/р)к(1 +^=~), (2-23)
где ______
а=1/'= 55,4 (Па • см)0,5.
У k (Е/р)к
Электрическое поле можно охарактеризовать коэффициен-
том использования системы ^—Еср/Ем. Применяя этот коэффи-
циент, можно написать:
^np = £cp.npS = £M.np₽S; (2-24)
после подстановки значения Ек.„р из (2-23) получим
Unp = (Е/р)к ( 1 + p₽S. (2-25)
Совершенно очевидно, что член в УРавнениях (2-23),
(2-25) может играть роль только при низких давлениях и ма-
лых радиусах кривизны электрода. Например, при Rp = 105ПаХ
Хсм этот член составляет 18%. При больших значениях Rp,
т. е. в реальных условиях, этим членом можно пренебречь.
Тогда из (2-23) следует, что £м.пр/р= (Е/р)к, поэтому теорети-
ческое значение пробивного напряжения может быть вычислено
по формуле:
t/пр=(Е/р)к p$S = 89-10-Bp₽S. (2-26)
В последней формуле произведение (Е/р)кр=89-10-5 р=Е?
представляет собой теоретическое значение пробивной напря-
женности электрического поля в элегазе. Оно получено в пред-
положении, что поверхности электродов являются идеально
гладкими, для которых пробивная напряженность не зависит
от формы воздействующего напряжения.
2-6. Влияние различных факторов
на электрическую прочность газового промежутка
В элегазовых аппаратах различными техническими сред-
ствами, в частности применением экранов, обеспечиваются
электрические поля, близкие к однородному. Однако техноло-
гические дефекты (недостаточно чистая обработка, сварные
55
швы, загрязнения, твердые, в особенности металлические, ча-
стицы на поверхности электродов и в газе) создают «слабые
места» — локальные неоднородности, которые изменяют рас-
пределение напряженности поля на отрезке пути, где развива-
ются критические лавины.
Эти микронеровности и созданные ими локальные неодно-
родности электрического поля по-разному влияют на электри-
ческую прочность при различных формах воздействующего на-
пряжения. Таким образом, в реальных конструкциях, во-пер-
вых, £пр<Ет и, следовательно,
{/np = Enp₽S; (2-27)
во-вторых, пробивная напряженность £Пр будет различной для
разных форм воздействующего напряжения.
Как видно из рис. 2-1, элегаз более чувствителен по сравне-
нию с воздухом к таким локальным неоднородностям. Поэтому
при разработке и изготовлении элегазовых аппаратов особенно
необходимо учитывать влияние всех факторов, приводящих
к усилению неоднородности электрического поля, и принимать
меры к ослаблению их влияния.
Большое влияние на электрическую прочность промежутков
оказывают микронеоднородности на поверхности электродов,
возникшие либо в результате недостаточно чистой обработки,
либо вследствие попадания на поверхность твердых (в частно-
сти, металлических) частиц. Наиболее сильное снижение раз-
рядного напряжения вследствие влияния микронеоднородно-
стей имеет место при промышленной частоте.
Экспериментально установлено, что разрядное напряжение
снижается в том случае, если выступы в наиболее напряженной
части поверхности электродов имеют высоту, большую 0,4 мкм,
причем соседние выступы экранируют друг друга, вследствие
чего наибольшая напряженность на них снижается. Однако на
поверхности всегда имеется наибольший выступ, который и оп-
ределяет разрядное напряжение промежутка.
Представив выступ в виде цилиндра высотой h (h<^S) со
сферической головкой радиуса г, можно считать, что возникно-
вение разряда возможно только в области усиленного поля,
т. е. у вершины выступа. Основное поле, таким образом, можно
не учитывать. Тогда условие возникновения разряда можно за-
писать в следующем виде:
хк
k$ [Е(х)/р—(E/p)K]pdx = In 108 = с. (2-28)
h
При х=хк Е(х)/р— (Е/р)к.
Введя новую переменную x/h, получим:
*к/Л
phk J \Е(х1И)1р—(Elp)K\d(xlh)=c. (2-29)
56
Из уравнения (2-29) следует, что разрядное напряжение
является функцией произведения давления элегаза и высоты
выступа. Влияние произведения ph на начальную напряжен-
ность электрического поля показано на рис. 2-9. Р. Баумгартнер
показал, что если помимо макрополя учитывать и его микро-
структуру, то теоретические значения t7np и Епр совпадают
с экспериментальными и выполняется закон подобия.
Следует отметить, что хотя кривые, приведенные на рис. 2-9,
рассчитаны для системы электродов с однородным полем, ре-
зультат можно распространить и на систему с умеренно неод-
нородным полем, по-
скольку высота выступа h
мала по сравнению с мак-
роскопической кривизной
поверхности электродов.
Поскольку металличе-
ская частица, создающая
локальное усиление элек-
трического поля на по-
верхности электрода,
имеет тот же заряд, что
и электрод, то на нее воз-
действует сила, стремя-
щаяся притянуть ее к про-
тивоположному электро-
ду. Если эта частица не
связана с электродом и
имеет достаточно малую
Рис. 2-9. Влияние на начальную напряжен-
ность электрического поля высоты выступа
и давления
массу, то в сильном электрическом поле она не останется непо-
движной. Если, например, частица, лежащая на поверхности
электрода, имеет полусферическую форму радиуса R, то напря-
женность поля (В/м), необходимая для ее подъема, равна
Е = 5,8-105КЯу£,
(2-30)
где у — плотность, кг/м3; g=9,81 м/с2.
После отрыва от электрода на частицу будет действовать
еще и сила отталкивания, поскольку она несет тот же заряд,
что и электрод. Суммарная сила, действующая на частицу
в однородном поле с напряженностью Ео после ее отрыва,
равна
F= 12“ 10" SE2OR2. (2-31)
Под действием этой силы частица будет перемещаться
в промежутке между электродами. Отрыв частицы неправиль-
ной формы (плоская, игольчатая, нитевидная и т. д.) от элек-
трода начинается с поворота и ориентации ее в электрическом
поле.
57
При повороте частицы электрическое поле на ее вершине
усиливается (рис. 2-10), вследствие чего возрастает и сила,
вызывающая такой поворот, поскольку она пропорциональна
квадрату напряженности электрического поля. Следует отме-
тить, что для удержания частицы в неустойчивом (в частности,
вертикальном) положении на поверхности электрода требуется
значительно меньшее приложенное напряжение, чем для на-
чального поднятия или поворота частицы. Возникающие таким
образом «выступы» на напряженных участках поверхности
электродов снижают пробивное напряжение промежутка.
Частицы с большим значением отношения поверхности
к массе не только легко ориентируются в электрическом поле.
Они не менее легко приходят
в движение под действием элек-
трического поля. Отрыв частицы
от электрода сопровождается
искровым разрядом вследствие
прерывания тока смещения.
Электрическое поле в непосред-
ственной близости от движу-
щейся частицы искажено, и по-
этому напряженность увеличена.
При приближении заряженной
частицы к противоположно за-
ними также происходит искровой
Рис. 2-10. Усиление электриче-
ского поля при повороте частицы
ряженному электроду между
разряд, частица перезаряжается и начинает двигаться в про-
тивоположном направлении. При переменном напряжении ча-
стица с небольшой массой будет чутко реагировать на воздей-
ствия различных сил. Возникающие при движении частиц ча-
стичные разряды также снижают пробивное напряжение.
С другой стороны, измерение частичных разрядов является
эффективным методом выявления посторонних частиц или ме-
стных искажений электрического поля. Рис. 2-11 показывает
влияние на пробивное напряжение не связанных с электродом
частиц из медной проволоки. Из рисунка видно, что увеличе-
ние длины проволочек приводит к заметному снижению кривой
пробивного напряжения.
Поскольку сила, действующая на частицу заметной массы,
зависит главным образом от действующего значения напря-
женности электрического поля, напряжение пробоя проме-
жутка, загрязненного такими частицами, определяется не
столько амплитудным, сколько действующим значением. В этом
случае пробивное напряжение постоянного тока равно дей-
ствующему значению напряжения переменного тока.
В реальных конструкциях элегазовых аппаратов наиболее
опасно присутствие частиц в виде стружки, существенно сни-
жающих разрядное напряжение. Поднимаясь, они образуют
остроконечные электроды, искажая электрическое поле.
58
Отрицательное влияние выступов и металлических частиц
существенно уменьшается, если хотя бы один из электродов
имеет изоляционное покрытие. При этом частицы уже не
заряжаются, а лишь поляризуются. Перенос заряда уже невоз-
можен. Движение частиц затруднено. При покрытии внутрен-
него электрода, находящегося под высоким потенциалом, тон-
ким слоем изоляции с высокой диэлектрической проницаемо-
стью, напряженность поля у выступов существенно снижается.
Покрытие, таким образом, равносильно увеличению чистоты
обработки электродов, причем может оказаться, что нанесение
изоляционного покрытия обойдется
дешевле, чем тщательная механиче-
ская обработка поверхности электро-
дов. Изоляционное покрытие должно
обладать хорошей адгезией и иметь
ровную поверхность. В противном
случае разрядные напряженности мо-
гут иметь даже меньшие значения,
чем у непокрытых электродов.
В некоторых работах отмечается
влияние на электрическую прочность
Рис. 2-11. Влияние на про-
бивное напряжение про-
мышленной частоты (эф-
фективное значение) сво-
бодных частиц из медной
проволоки диаметром 0,4 мм
различной длины
1 — частицы отсутствуют
материала электродов, усиливающее-
ся по мере повышения давления. Од-
на из причин этого влияния заклю-
чается в следующем. При сильном
увеличении одинаково обработанные
поверхности из различных материа-
лов имеют различную микрогеомет-
рию. На поверхности мягких материа-
лов (алюминий, медь) остаются более
выступающие и более заостренные микровыступы, а также
вдавленные и отслоенные частицы металла. Под действием сил
электрического поля слабо связанные с электродами частицы
могут ориентироваться в направлении поля или даже отры-
ваться под его воздействием и инициировать пробой при пони-
женных напряжениях. По-видимому, этот же механизм явля-
ется и одной из причин отклонения от закона подобия. Однако
даже при тщательной подготовке эксперимента и учете микро-
поля влияние материала на (7Пр не обнаруживается. Исключе-
ние составляет алюминий, поверхность которого покрыта окис-
ной пленкой. Концентрация зарядов на ней столь сильно по-
вышает напряженность поля в толще пленки, что возникает
электронная эмиссия, облегчающая формирование разряда.
Аналогичные явления возникают и при появлении на электро-
дах масляных пленок, жировых и потовых пятен и т. п.
При обработке поверхности электродов (после предвари-
тельной механической обработки) электрическими разрядами
пробивное напряжение сначала растет, а затем, после несколь-
59
ких десятков разрядов, стабилизируется. Причина этого заклю-
чается в том, что обработка электродов маломощными разря-
дами позволяет устранить с их поверхности слабо связанные
с ними проводящие частицы.
Из вышесказанного следует, что на пробивное напряжение
оказывают влияние многие, подчас не поддающиеся учету фак-
торы. Поэтому пробой газового промежутка необходимо рас-
сматривать как случайный процесс, описываемый статистиче-
скими методами. Таким образом, пробивное напряжение Uuv
или пробивная напряженность поля ЕПр являются случайными
величинами с неизвестными, как правило, функциями распре-
деления. Экспериментальное определение вида этих функций
требует проведения очень большого числа опытов. Некоторые
авторы отмечают, что иногда число измерений случайной вели-
чины достигало 200 или даже 500. Лишь при таком большом
числе независимых измерений в результате полной статистиче-
ской обработки данных на цифровой вычислительной машине
может быть получена эмпирическая функция распределения
для Unp или Епр с высокой степенью вероятности пробоя.
Зная закон распределения, можно вычислить выдерживае-
мую напряженность электрического поля, если детально изве-
стны размеры и форма поверхностных неоднородностей. Сле-
дует, однако, помнить, что электрическая прочность в каждом
конкретном случае будет зависеть также и от степени свободы
частиц. Поэтому математическое описание явлений в загряз-
ненном разрядном промежутке становится затруднительным.
Пробивные напряженность и напряжение определяются в этом
случае лишь экспериментально.
Для приближенной оценки пробивного напряжения при не-
большом числе измерений пробивного напряжения (п^20)
можно воспользоваться законом нормального распределения.
Следует, однако, иметь в виду, что отклонения от этого за-
кона будут тем большими, чем выше давление и степень за-
грязнения.
Как правило, распределение пробивной напряженности поля
выражается двойным показательным законом или логарифми-
ческим двойным показательным законом.
Состояние поверхности электродов и процессы, происходя-
щие у поверхности, в особенности при повышенных давлениях
газа, определяют влияние площади электродов на разрядную
напряженность, причем зависимость начальной напряженности
от площади электродов при импульсных воздействиях иная,
чем при промышленной частоте. Вследствие этого наблюдается
рост коэффициента импульса даже в однородном поле. Увели-
чение поверхности электродов, например увеличение длины ко-
аксиальных цилиндров, приводит к увеличению вероятности
пробоя и изменению функции распределения £7пр и Епр. Однако
при достаточно больших площадях электродов (105 см2 и бо-
60
лее) начальная напряженность уже практически не зависит от
размеров поверхности.
Увеличение вероятности пробоя и изменение функций рас-
пределения пробивного напряжения и пробивной напряженно-
сти наблюдается также и при увеличении времени воздействия
высокого напряжения. И. М. Бортник с сотрудниками приво-
дит следующее выражение, учитывающее время воздействия
высокого напряжения:
£Пр (0 = £ПР (1) (1 -0,0251g 0, (2-32)
где £Пр(1)—пробивная напряженность поля при промышлен-
ной частоте, полученная при испытаниях со скоростью подъема
напряжения 1 кВ/с; t — время воздействия напряжения, с.
Уравнение (2-32) показывает, что промежуток времени,
в течение которого возможен пробой при напряженности
£пР(0 =0,9 £Пр(1), равен примерно 3 ч, а при £пр(0 =0,8 £пр(1)
он составляет несколько лет.
2-7. Электрическая прочность
некоторых конструктивных промежутков
Многие элементы герметизированных распределительных
устройств и других конструкций содержат промежутки между
коаксиальными цилиндрическими электродами. Из-за наличия
в реальных конструкциях «слабых мест» с повышенной локаль-
ной напряженностью электрического поля, как было показано
в предыдущем параграфе, реальная пробивная напряженность
электрического поля всегда ниже теоретического значения,
причем она будет разной для различных форм воздействую-
щего напряжения. Поэтому при расчете пробивного напряже-
ния часто приходится использовать экспериментально опреде-
ленные значения пробивной напряженности поля. Следует
иметь в виду, что в системе коаксиальных электродов помимо
характера воздействующего напряжения и давления на про-
бивную напряженность влияет также и диаметр внутреннего
электрода. Пробивная напряженность возрастает по мере
уменьшения диаметра токопровода. Однако степень ее увели-
чения незначительна, и если ограничить изменение диаметра
проводника разумными пределами, то можно считать, что про-
бивная напряженность не зависит от размеров внутреннего
электрода.
Для диапазона давлений 105г^раб=С4 • 105 Па, диаметров
внутренних электродов 38200 мм и для шероховатости
поверхности, не большей 30 мкм, 50%-ные пробивные напря-
женности (кВ/см) могут быть вычислены по следующей эмпи-
рической формуле:
Е5о% = аР + в> (2-33)
61
Таблица 2-1
Характер воздействующего напряжения Е к А В
Грозовой импульс + 80-10-5 15
— 63-10-5 24
Коммутационный им- + 74-10-5 30
пульс — 45-10~5 45
Напряжение про- мышленной часто- ты 44-10-5 С.35
для которой значения коэффициентов А и В, зависящие от по-
лярности и характера воздействующего напряжения, указаны
в табл. 2-1.
В довольно узком диапазоне давлений, при которых прово-
дились исследования, пробивные напряженности мало зависят
от материала электродов и от шероховатости поверхности, если
шероховатость не выходила за пределы 0,4—30 мкм, причем
пробивная напряженность положительной полярности лишь не-
значительно отличается от теоретического значения. Отрица-
тельная же пробивная
напряженность, линей-
но возрастающая с
давлением, при р>
>105 Па, как и следо-
вало ожидать, всегда
меньше теоретического
значения.
При расчете кон-
струкций с элегазовой
изоляцией необходимо
знать выдерживаемое
напряжение или вы-
держиваемую напря-
женность электриче-
ского поля Ев. Послед-
нюю можно получить
умножением £5о«; на коэффициент запаса. Для ОРУ и ЛЭП при-
нимается надежность 0,99, т. е. допускается одно перекрытие
в 100 лет. В этом случае принимают коэффициент запаса 1 —
—1,3о. Для элегазовых выключателей и герметизированных рас-
предустройств по причинам, которые будут изложены в гл. 4 п 5,
надежность целесообразно принять на порядок большей. При
такой надежности коэффициент запаса должен быть 1—Зег. Та-
ким образом,
^b^soJ1-3*)’ (2-34)
где относительное значение стандартного отклонения разряд-
ного напряжения при воздействии коммутационных импульсов
о=5%. При промышленной частоте и импульсах значение стан-
дарта о несколько меньше. Выдерживаемое напряжение, следо-
вательно, равно
UB = EJS. (2-35)
В системе коаксиальных электродов максимальная напря-
женность электрического поля наблюдается на поверхности
внутреннего электрода:
£м-г1п(/?/г) ’
где R и г — радиусы внешнего и внутреннего электродов.
(2-36)
62
о__Е ср __
R — r
Таким образом, коэффициент использования системы р будет
------------------------------V— = -2E2L., (2-37)
г In {R/r) т — 1
где m=R/r.
Он является функцией только геометрических размеров. За-
висимости коэффициентов использования р для концентрических
цилиндрических и сфериче-
ских электродов, для элек-
тродов стержень — стержень
с полусферической голов-
кой, для систем с промежут-
ками между сферическими
электродами и параллель-
ными цилиндрами, а также
между плоскостью и шаром
и плоскостью и параллель-
ным ей цилиндром приве-
дены на рис. 2-12.
Используя формулы
(2-27), (2-36) и (2-37),
исследуем электрическую
прочность системы коакси-
альных электродов в зави-
симости от г при фиксиро-
ванном значении R, пола-
гая при этом Е = const.
При г, близком к R, поле
почти однородно (р->-1),
однако S, а следовательно,
и произведение pS мало, по-
этому пробивное напряже-
ние незначительно и совпа-
от
и
Rlr
Рис. 2-12. Кривые коэффициента ис-
пользования р для различных электро-
дов
1 — параллельные цилиндры в зависимости
y+s
; 2 — концентрические цилиндры
цилиндр—плоскость в зависимости от
г±£
и соответственно; 3 — стержневые
с полусферическими головками в зависимости
от Sir; 4 — сферические в зависимости от
г-4-S
----; 5 — концентрические сферы и сфера—
г
r+S
плоскость в зависимости от Rlr и со-
ответственно
дает с начальным напряже-
нием короны. С уменьшением г однородность поля (и, следова-
тельно, р) уменьшается, однако произведение pS возрастает,
вследствие чего увеличивается и пробивное напряжение. При
достаточно малых радиусах внутреннего электрода коэффи-
циент р будет сильнее влиять на произведение pS, чем S. По-
этому пробивное напряжение будет уменьшаться. При некото-
ром значении г=гт пробивное напряжение будет максимальным.
Значение гт можно определить, приравняв производную dU^/dr
нулю. Поскольку
^пр — £npPS — ЕПр г • г ]п № r) ~ ^прг In (R/r),
то
dUnp!dr-= Епр [In (R/r) — 1 ],
63
откуда In (R/r) — 1 = 0 и, следовательно,
rM = R!e.
(2-38)
Рис. 2-13. Картина электрического поля
в области между контактами разомкнутого
разъединителя герметизированного РУ
В реальных конструкциях высокого напряжения радиус
внутреннего электрода можно изменять в довольно широких
пределах, причем пробивное напряжение будет мало изменяться.
Так, например, в системе с 7?= 150 мм пробивное напряжение
Ь'пр^О.Э t/пр.м имеет место при 7?/4,4^г^/?/1,83.
При разработке герметизированных распредустройств могут
встретиться случаи, когда определение р расчетным способом
затруднительно. Например, расчет электрической прочности эле-
мента, содержащего меж-
дуконтактный промежу-
ток, производится по кар-
тине поля, построенной
либо расчетным спосо-
бом, либо методом моде-
лирования. На рис. 2-13
показана картина элек-
трического поля в обла-
сти междуконтактного
промежутка разомкнуто-
го разъединителя. Здесь
можно выделить три наи-
более характерные сило-
вые линии АА', ВВ' и
СС, определяющие проч-
ность промежутков ме-
жду экранами разомкнутых контактов, между закругленным
краем экрана и оболочкой и, наконец, между коаксиальными
электродами.
Характер электрического поля в области закругления элект-
рода и соответственно электрическая прочность по силовой ли-
нии ВВ’ определяется радиусами электрода, оболочки и закруг-
ления. При возрастании радиуса закругления поле становится
более однородным, однако это увеличение ограничивается конст-
руктивными возможностями.
Электрическая прочность, как и ранее, определяется с по-
мощью уравнения (2-27), причем коэффициенты использования
промежутка р определяются по картине поля. Применительно
к картине поля, изображенной на рис. 2-13, средние напряжен-
ности Ecv равны
Е — U Е — U и Е — У
^срАА'~ с ’ ср ВВ' ~~ о 11 срСС' ~ с ’
°AA’ ЛВВ' ^СС'
где SAA, SBb' и See' — соответствующие пути разряда, см.
64
Максимальные напряженности соответственно равны
с. 0,1 U с 0,117 „ е* .0,11/
‘-мА — с » ‘-•мВ ' с и ^мС с »
SB Sc
где Sa, Sb и Sc — соответствующие расстояния (см) до экви-
потенциальной линии U/Uo=0,9.
В случае если эквипотенциали построены не через 0,1 U,
а через 0,05 U, соответствующие максимальные напряженности
будут
„ 0,05 U с 0,05 U с 0,05 U
Еыа = ——. Еыв = —— и ЕмС = —---------.
Sa Sb 5с
Коэффициенты использования промежутка в рассматривае-
мых точках равны
В. = -£ср _— = —— = 0,652; Рв = ——— = 0,43 и
ЕиА о,\SAA. 0,1 SBB.
₽с =------— = 0,62.
0,1 Scc.
Отметим, что расчетное значение коэффициента использова-
ния промежутка рс=0,585 (расхождение не превышает 6%)-
Но, как было показано выше, электрическая прочность про-
порциональна произведению pS. Применительно к картине поля,
изображенной на рис. 2-13, для указанных на нем промежутков
произведения равны:
Рл^лл
= Sa; PbSbb = 10SB; pcScc.= 10 Sc.
0,1 5ЛЛ,
Таким образом, электрическая прочность чисто газовых про-
межутков, рассчитываемая по уравнениям (2-27), (2-33) и
(2-35) с использованием картин электрического поля, равна
1/пр= 10EnpSa или Unp = 20EnpSa, (2-39)
где Sn— наименьшее расстояние, см, до эквипотенциали 0,9 U
или 0,95 U в соответствующем промежутке.
В более сложных случаях, когда конструктивный узел со-
держит не только междуконтактный промежуток, но, например,
и ответвление (рис. 2-14), точка с наибольшей напряженностью
электрического поля может оказаться на закруглении оболочки
в месте присоединения патрубка. Однако это возможно лишь
в случае небольшого радиуса закругления. Минимальным допу-
стимым радиусом закругления будет такой, при котором обес-
печивается равнопрочность по путям разряда DD' и ВВ'. Для
отыскания минимального допустимого радиуса закругления
также необходимо иметь картину поля.
Расчет пробивных и выдерживаемых напряжений с исполь-
зованием формул (2-33) и (2-35) и сравнение полученных
3 А. И. Полтев
65
результатов с отечественными и зарубежными нормами показы-
вает, что при расчете чисто газовой изоляции определяющими
являются требования к прочности при воздействии импульсного
напряжения и волн коммутационных импульсов.
Для разрядных характеристик по поверхности твердой изо-
ляции более строгим критерием оценки может оказаться на-
пряжение переменного тока промышленной частоты.
Во многих конструкциях электрических аппаратов трубчатые
или сплошные цилиндрические электроды с закругленными
краями помещены во внутреннюю полость фарфорового изоля-
Рис. 2-14. Электрическое поле в элементе гермети-
зированного РУ с ответвлением
тора. При этом характер электрического поля зависит не только
от конфигурации электродов. Существенное влияние на степень
однородности оказывает наличие фарфора вблизи промежутка.
Ниже приведены зависимости пробивного напряжения про-
мышленной частоты в элегазе при разных давлениях от расстоя-
ния между электродами при следующих сочетаниях диаметров
электродов и фарфоровых изоляторов: внутренний диаметр фар-
форового изолятора D = 160 мм, диаметр электродов d=40 мм
(рис. 2-15); .0=160 мм, d=80 мм (рис. 2-16); 0=100 мм,
</=40 мм (рис. 2-17); 0=160 мм, электроды трубчатые с наруж-
ным и внутренним диаметром, соответственно равными 96 и
62 мм (рис. 2-18).
Радиус закругления электродов г был неодинаков для раз-
личных диаметров, однако отношение rid практически сохраня-
лось неизменным, приблизительно равным 0,1.
На рис. 2-15 представлены зависимости пробивных напря-
жений при промышленной частоте от расстояния между глад-
кими и оплавленными электродами для первого сочетания раз-
меров электродов и изолятора, а на рис. 2-16 — для второго.
66
Для третьего сочетания при гладких электродах аналогичные
результаты приведены на рис. 2-17.
Как показывает опыт, уменьшение расстояния между элек-
тродами и фарфором приводит к снижению пробивного напря-
жения. В первом случае удаление электродов от стенок состав-
ляет 60 мм, во втором— 4
дать уменьшения элек-
трической прочности во
втором случае. В дей-
ствительности же элек-
трическая прочность про-
межутка в элегазе при
электродах диаметром
80 мм на 20—30% выше,
чем при электродах диа-
метром 40 мм. В данном
случае еще большее вли-
яние, чем близость фар-
фора к электродам, на
электрическую прочность
оказывает степень неод-
нородности электрическо-
го поля, определимая
конфигурацией электро-
дов. При электродах диа-
метром 80 мм электриче-
ское поле более равно-
мерно, чем при электро-
дах диаметром 40 мм, и
это обстоятельство при-
вело к тому, что, не-
смотря на уменьшение
расстояния электрод —
фарфор, электрическая
прочность промежутка
возросла.
Однако при увеличении
Рис. 2-15. Кривые пробивного напряжения
элегаза при промышленной частоте в за-
висимости от расстояния между электро-
дами при гладких (сплошные кривые) и
оплавленных (штриховые кривые) электро-
дах диаметром d=40 мм, заключенных
внутрь фарфорового изолятора с внутрен-
ним диаметром £>=160 мм
диаметра электродов (при неизмен-
ном D) будет достигнуто такое положение, когда эффект сни-
жения электрической прочности из-за уменьшения расстояния
электрод — фарфор начнет преобладать над эффектом увели-
чения электрической прочности вследствие выравнивания поля
конфигурацией электродов. Таким образом, кривая прочности
промежутка в зависимости от диаметра электродов будет иметь
максимум при некотором его значении. Это значение диаметра
электродов d (при данном значении диаметра фарфора D) яв-
ляется оптимальным. Оптимальное значение диаметра электро-
дов при диаметре фарфора Z) = 160 мм лежит в пределах
с/=80ч-90 мм, поэтому при d = 96 мм, как видно из рис. 2-16
3*
67
и 2-18, электрическая прочность промежутка несколько ниже,
чем при d=80 мм.
Причина снижения электрической прочности промежутка
при уменьшении расстояния между электродом и фарфором за-
ключается в том, что наличие фарфора вблизи контактов вы-
зывает повышение напряженности поля у контактов, причем
вызванное этим обстоятельством увеличение неоднородности
сказывается тем сильнее, чем больше расстояние между элек-
тродами. При расстояниях S между электродами, несколько
превышающих двойное расстояние от электродов до стенок фар-
Рис. 2-16. Кривые пробивного напряжения элегаза
при промышленной частоте в зависимости от рас-
стояния между электродами при гладких (сплош-
ные кривые) и при оплавленных (штриховые кри-
вые) электродах диаметром d=80 мм и внутрен-
нем диаметре фарфорового изолятора £>=160 мм
фора, пробой часто идет с электрода на фарфор по поверхности
фарфора, затем снова через газовый промежуток па другой элек-
трод. Это приводит к тому, что в кривых Unp=f(S) появляется
перегиб и при значительных расстояниях между электродами
пробивное напряжение с увеличением S практически не воз-
растает. Начало перегиба, как видно из сравнения рис. 2-15
и 2-17, зависит от расстояния между фарфором и электродами:
чем оно меньше, тем при меньших междуконтактных расстоя-
ниях S наблюдается перегиб.
При оплавленных электродах степень неоднородности элек-
трического поля, естественно, возрастает, что приводит к умень-
шению прочности промежутка. Отношение пробивного напря-
жения при гладких электродах к пробивному напряжению при
оплавленных электродах (по данным рис. 2-15 и и 2-16) ко-
леблется в пределах 1,2—1,65, причем большие значения отно-
сятся к меньшим междуконтактным расстояниям.
Следует отметить, что для промежутков с электродами диа-
метром 80 мм оплавление сказывается в большей степени, чем
48
с электродами диаметром 40 мм. И это вполне естественно, так
как относительное возрастание неоднородности электрического
поля при оплавлении электродов с
электродов с d=40 мм.
Поскольку во всех рассмотрен-
ных случаях электрическое поле не
является резко неоднородным, кри-
вые Unp=f(p), построенные по дан-
d=80 мм будет выше, чем
Рис. 2-18. Кривые электриче-
ской прочности промежутка
в элегазе для гладких трубча-
тых электродов в зависимости
от расстояния между ними при
промышленной частоте (сплош-
ные кривые) и при импульсах
(штриховые)
Рис. 2-17. Кривые пробивного напряжения
элегаза при промышленной частоте в за-
висимости от расстояния между гладкими
электродами диаметром d=40 мм при внут-
реннем диаметре фарфорового изолятора
D= 100 мм
ным рнс. 2-15—2-17, не имеют максимума, характерного для
промежутков стержень — плоскость с малым радиусом закруг-
ления стержня.
Импульсные пробивные напряжения для этих промежутков
приведены на рис. 2-18 и 2-19.
При трубчатых электродах с наружным диаметром 96 мм,
когда влияние стенок на характер электрического поля является
преобладающим, разряд при промышленной частоте частично
проходит по внутренней поверхности фарфора. При импульсном
69
же напряжении вследствие кратковременности процесса разряд
по поверхности не успевает развиваться. Результатом этого яв-
ляется повышение импульсных пробивных напряжений по
сравнению с пробивными напряжениями при промышленной
частоте.
Следует также отметить, что пробивное напряжение не-
сколько зависит от положения междуконтактного промежутка
Рис. 2-19. Кривые импульсного
пробивного напряжения элегаза
в зависимости от расстояния
между электродами при гладких
(сплошные кривые) и оплавлен-
ных (штриховые кривые) элект-
родах диаметром d=80 мм и
внутреннем диаметре фарфорового
изолятора Z>=160 мм
по высоте изолятора, причем на-
личие во внутренней его поло-
сти электродов с расстоянием S
между ними снижает разрядное
напряжение по наружной его
поверхности.
2-8 Разряд по поверхности
диэлектрика в сжатом газе
В газонаполненных аппара-
тах, в которых в качестве основ-
ной изоляции применяется сжа-
тый газ, невозможно обходиться
без элементов из твердых изоля-
ционных материалов. Последние
являются механической опорой
для частей, находящихся под
высоким напряжением, служат
для управления механизмами,
газопроводами и т. д.
В элегазовых аппаратах, та-
ким образом, имеет место чисто
газовая изоляция, изоляция из
твердого изоляционного мате-
риала и граничные слои газ —
твердая изоляция. Наиболее
слабым местом любого аппарата
с газовой изоляцией является поверхность раздела между
газом и твердой изоляцией.
Разряд по поверхности диэлектрика, находящегося в газе,
представляет собой, по существу, пробой этого газа, происхо-
дящий, однако, в специфических условиях, определяемых при-
сутствием диэлектрика, наличие которого может существенно
изменить электрическое поле. Кроме того, на поверхности ди-
электрика, помещенного в сильное электрическое поле, проис-
ходит ряд процессов, которые искажают поле и влияют на
процесс разряда. Так, например, в ней могут накапливаться
поверхностные заряды, которые будут оказывать влияние как
на форму электрического поля, так и на объемную ионизацию
воздуха. Поэтому напряжение, при котором происходит поверх-
ностный разряд—разрядное напряжение — может значительно
70
отличаться от пробивного напряжения газа при тех же усло-
виях, но в случае отсутствия диэлектрика.
Следует отметить, что и характер изменений электрического
поля, возникающих при введении в междуконтактный промежу-
ток диэлектрика, и интенсивность процессов на его поверхности
зависят от свойств изоляционного материала. Наконец, разряд-
ное напряжение в любом газе, а в элегазе в особенности, сильно
зависит от влажности.
Как и в случае пробоя чисто газового промежутка, на раз-
рядное напряжение существенное влияние оказывает характер
электрического поля. Наибольшие значения разрядного напря-
жения достигаются в однородном поле, примером которого мо-
гут служить плоские электроды с закругленными краями (типа
электродов Роговского), между которыми помещаются образцы
диэлектрика цилиндрической формы. Но даже и в этом случае
вследствие того, что диэлектрическая проницаемость диэлек-
трика существенно больше, чем у газа, электрическое поле бу-
дет искажено. Однако, если площадь торцов образца много
меньше площади электродов, это искажение практически не
скажется на разрядном напряжении. В этом случае при обес-
печении очень хорошего контакта с электродами (торцы образ-
цов посеребрены) разрядное напряжение практически совпадает
с пробивным.
При плохом контакте или при наличии даже весьма малого
зазора электрическое поле искажено, однородность его нару-
шена и разрядное напряжение становится значительно ниже
пробивного. Уже при наличии зазора в 50 мкм разрядное на-
пряжение значительно снижается, причем снижение тем больше,
чем выше давление воздуха. Так, например, для давления
Раб=8-105 Па снижение по отношению к разрядному напря-
жению образца без зазора достигает 40%. При толщине же
зазора 0,5 мм и том же давлении разрядное напряжение состав-
ляет лишь 35% первоначального значения.
Из-за повышенной напряженности электрического поля в за-
зоре (во всем диапазоне давлений) разряду предшествует ко-
рона, появляющаяся при напряжении, равном 30—50% разряд-
ного. При отсутствии зазора корона не наблюдалась. При нали-
чии зазора способ повышения разрядного напряжения и
напряжения начала короны увеличением давления не является
эффективным. Указанное снижение разрядного напряжения по
сравнению с пробивным возрастает с увеличением длины ци-
линдров, так как при этом поле искажается все сильнее.
На поверхности диэлектрика в ряде случаев под действием
электрического поля происходит перемещение зарядов и их на-
копление у электродов. Это в свою очередь приводит к нару-
шению однородности поля, так что поверхностный разряд про-
исходит в действительности в неоднородном поле и разрядное
напряжение вследствие этого снижается.
71
Образование зарядов на поверхности диэлектрика развива-
ется во времени. При частоте 50 Гц этот процесс успевает раз-
виться, при импульсах же — нет. Поэтому импульсное разряд-
ное напряжение значительно выше разрядного напряжения при
промышленной частоте.
В реальных конструкциях электрических аппаратов прихо-
дится иметь дело с полями не только квазиоднородными, но
и с полями большей или меньшей степени неоднородности. Хотя
механизм разряда в однородном поле при этом сохраняется,
процесс поверхностного разряда в неоднородном поле протекает
более сложно, при этом по-разному в полях со слабо выражен-
ной составляющей, нормальной к поверхности диэлектрика, и
в полях с явно выраженной нормальной составляющей.
В полях со слабо выраженной нормальной составляющей
ввиду того, что неоднородность поля обусловлена формой элек-
тродов и элемента из изоляционного материала, дополнитель-
ное искажение поля, вызываемое поверхностными зарядами, не
может значительно снизить разрядное напряжение. Более того,
могут иметь место случаи, когда введение диэлектрика в про-
межуток между электродами определенной формы приводит
к уменьшению неравномерности электрического поля и, следо-
вательно, к возрастанию разрядного напряжения даже по
сравнению с пробивным.
Исследование показало, что наибольшее разрядное напря-
жение обеспечивается тогда, когда диаметр образца d равен
диаметру электродов D, причем в этом случае оно выше про-
бивного. Это можно объяснить следующим образом. Когда ис-
пытуемый образец является как бы продолжением электрода,
напряженность электрического поля у острого края электрода
снижается из-за большей диэлектрической проницаемости об-
разца, что подтверждается ослаблением короны в этом случае.
Если же D>d, то выступающий острый край электрода со-
здает резко неравномерное поле, вследствие чего разрядное на-
пряжение снижается. В случае же, когда d>D, выступающий
край образца создает благоприятные условия для возникнове-
ния скользящего разряда у электрода, что также приводит
к снижению разрядного напряжения.
Для случая d=D кривые разрядных напряжений в элегазе
описываются эмпирической формулой:
Up = 40 +1,67 • 10-4рЛ, (2-40)
где р — абсолютное давление, Па; h — высота образца, см.
Эта формула с наибольшей погрешностью, не превышающей
15%, позволяет вычислить разрядное напряжение при
1 <Л<5 см.
В случае значительной нормальной составляющей разрядное
напряжение существенно снижается, так как эта составляющая
электрического поля «прижимает» заряды к поверхности ди-
72
Рис. 2-20. Влияние покрытия из
фторопласта на разрядное напря-
жение промышленной частоты по
поверхности стеклотекстолита
1 — образцы с покрытием. 2 — образ-
цы без покрытия
электрика и вследствие скопления зарядов поле становится
менее однородным. Кроме того, поверхностные заряды усили-
вают объемную ионизацию газа. Важно также отметить, что
в этом случае разрядное напряжение растет более медленно
с увеличением расстояния между электродами, особенно при
больших значениях последнего. Для ослабления нормальной
составляющей электрического поля и уменьшения вызываемых
ею последствий в штанги и другие изоляционные детали целе-
сообразно вводить внутренние электроды, перераспределяющие
электрическое поле у поверхно-
сти, или экранировать электроды.
В случае цилиндрических
электродов, форма которых по-
казана на рис. 2-20, наложен-
ных без зазора на цилиндриче-
ский изолятор, разрядное напря-
жение ир оказывается сущест-
венно ниже пробивного. Оно за-
метно возрастает при повыше-
нии давления, однако при р>
>3-105 Па рост Up замедляется.
Степень замедления роста не-
одинакова для различных мате-
риалов диэлектрика. При рас-
стояниях между электродами до
40 мм и давлениях (1—2) • 105Па
разряд происходит в основном
на некотором удалении от по-
верхности диэлектрика. При
р>4«105 Па все перекрытия
идут по поверхности.
В изоляторах из текстолита, стеклотекстолита или стеклово-
локна линии электрического поля направлены вдоль волокон
или слоев материала, что способствует развитию разряда.
В этом случае возможен даже внутренний пробой. Для повы-
шения разрядного напряжения необходимо устранить влияние
направленных вдоль силовых линий электрического поля слоев
материала. Для этого стекловолокнистую основу необходимо
покрыть слоем фторопласта. Покрытие, как видно из рис. 2-20,
существенно повышает разрядное напряжение, в особенности
в элегазе, при этом канал разряда, как правило, не соприкаса-
ется с поверхностью изолятора. Следует отметить, что сущест-
венное влияние на разрядное напряжение оказывает диэлектри-
ческая проницаемость материала диэлектрика и удельное
поверхностное сопротивление образца: с ростом е разрядное на-
пряжение уменьшается, с ростом р — увеличивается.
Разрядное напряжение существенно повышается, если про-
стые кольцевые электроды заменить на электроды с наружными
73
Рис. 2-21. Типы изоляторов, приме-
няемых в конструкциях с коаксиаль-
ными электродами
1 — токопровод, 2 — оболочка, 3 — внут-
ренний экран, 4 — конический изолятор,
5 — дисковый изолятор, 6 — стержневой
изолятор
экранами. Целесообразным выбором формы электродов можно
обеспечить такое разрядное напряжение, которое лишь незна-
чительно будет отличаться от пробивного.
Во многих газонаполненных аппаратах для крепления эле-
ментов, находящихся под высоким потенциалом, применяются
следующие типы (рис. 2-21) изоляционных устройств: шайбо-
образные (дисковые) изоляторы, изоляторы в виде усеченного
конуса, стержневые. К изоляторам предъявляются весьма жест-
кие требования в отношении не только изоляционной способ-
ности, но и механической проч-
ности и точности размеров.
Сравнивая первые два типа
изоляторов следует отметить,
что при использовании одного
и того же материала в кони-
ческом изоляторе легче обе-
спечить требуемую механиче-
скую прочность.
Электрическая прочность
изоляторов, для обеспечения
высокой надежности аппарата,
должна быть не ниже прочно-
сти чисто газового промежут-
ка. Частичные разряды в теле
изоляторов должны быть пол-
ностью исключены. С высокой
степенью вероятности должен
быть исключен разряд по
поверхности. С этой целью дол-
жны быть исключены частич-
ные разряды в местах сопри-
электродами. Весьма радикаль-
косновения с металлическими
ным способом исключения зазоров (а следовательно, и частич-
ных разрядов) является отливка изоляторов совместно
с наружной и внутренней арматурой. При этом следует иметь
в виду, что чистая эпоксидная смола обладает весьма большим
коэффициентом линейного расширения, по сравнению с метал-
лами. Однако коэффициент линейного расширения эпоксидной
смолы с кварцевым (200% по массе) наполнителем такой же,
что и у чистого алюминия.
Для снижения вероятности разряда по поверхности изоля-
тора необходимо по возможности уменьшить напряженность
у поверхности изолятора. При этом для получения высокого
разрядного напряжения по изолятору необходимо, чтобы на-
пряженность электрического поля на его поверхности не пре-
восходила максимальной напряженности поля в чисто газовом
промежутке.
Напряженность поля в области изолятора можно регулиро-
74
вать формой электрода, примыкающего к нему, геометрией
внутреннего экрана (вкладыша), геометрией диэлектрика (на-
пример, расширением изолятора у поверхности токопровода) и
его диэлектрической проницаемостью. Оптимальное решение
получают, исследуя электрическое поле вокруг и в теле изо-
лятора. В некоторых конструкциях регулирование распределе-
ния напряжения по поверхности изолятора производится конден-
саторными обкладками, влитыми в твердый диэлектрик.
Обычно изоляторы изготавливают из высококачественных
эпоксидных смол с минеральными наполнителями. Выбор на-
полнителя зависит от условий работы изолятора. Изоляторы,
применяемые в выключателях и других устройствах, в которых
возможно возникновение дуги или короны, не должны стареть
под действием продуктов, образующихся в техническом элегазе
вследствие электрических разрядов. Для изготовления таких
изоляторов применяют в качестве наполнителя окись алюминия.
В выключателях фирмы «Сименс» применяются дугостойкие
изоляторы, изготовленные из циклоалифатических эпоксидных
смол. При изготовлении изоляторов, предназначенных для
устройств, где электрические разряды обычно не происходят,
применяют кварцевый наполнитель.
Аппараты, устанавливаемые на открытом распредустройстве
(ОРУ), имеют очень большой путь утечки по наружной поверх-
ности изоляции. В газонаполненных аппаратах изоляция рабо-
тает в исключительно напряженных условиях, поэтому как газ,
так и поверхность изоляторов должны быть чистыми.
Однако полностью исключить загрязнения в технических
устройствах практически невозможно. Технический элегаз со-
держит примеси, и в частности влагу. В процессе изготовления
на стенках остается пыль, иногда металлическая. При недоста-
точно качественном монтаже на поверхности изоляторов оста-
ются пятна от пота рук, жиры, пыль, во внутреннюю полость
аппарата попадают частицы металла, влага. Кроме того, в про-
цессе эксплуатации могут образоваться продукты разложения
элегаза, снижающие изоляционные свойства конструкций.
Исследование влияния искусственного загрязнения (помеще-
ние в различных местах поверхности кусочка металлической
фольги) на изоляторы показало, что дисковый с расширением
у токопровода и конический изоляторы имеют при загрязнении
лучшие разрядные характеристики.
Однако и при благоприятной форме изоляторов загрязнение
их поверхности приводит к существенному снижению разряд-
ного напряжения. Серьезность этой проблемы подчеркивается
значительным числом патентов, связанных с вопросом предот-
вращения загрязнения поверхности изоляторов. Так, например,
швейцарский патент для защиты от загрязнений дискового изо-
лятора с расширением предусматривает пленочный шатер опре-
деленной кривизны, при которой обеспечивается равномерное
75
распределение напряжения по поверхности пленки. Шатер пре-
дотвращает попадание в процессе эксплуатации твердых частиц
на поверхность изолятора. Попадание же твердых частиц на
шатер менее опасно, поскольку путь разряда по поверхности
пленки значительно больше пути разряда по поверхности изо-
лятора. При малой толщине пленки шатер не изменяет электри-
ческого поля в месте его установки.
В элегазовых аппаратах широко используются изоляцион-
ные устройства, изготовленные из эпоксидной смолы. Электри-
ческие характеристики в условиях загрязнения таких устройств
зависят от типа смолы, наполнителя и состояния поверхности.
Но еще большее влияние оказывает влажность. При большом
влагосодержании (более 600 молекул воды на 106 молекул эле-
газа) поверхностное сопротивление от начального значения Ro
быстро уменьшается до весьма малых значений, затем медленно
возрастает до конечного значения RK, причем RK<Ro- Мини-
мальное значение поверхностного сопротивления RMan зависит
от того, сохранился ли на поверхности изолятора слой чистой
(без наполнителя) эпоксидной смолы или он снят при механи-
ческой обработке. В первом случае RMm значительно выше.
Рост R(t) за минимумом объясняется, по-видимому, тем, что
влага, содержащаяся в газовом объеме, постепенно расходуется
на образование электролитов. Влияние потовых и жировых пя-
тен во влажной среде будет сказываться сильнее. Если в зам-
кнутом объеме, заполненном элегазом, содержится влаги
меньше, чем 600-10-6, то поверхностное сопротивление со вре-
менем почти не изменяется. Однако и при отсутствии влаги про-
исходит эрозия поверхности эпоксидных изоляторов продуктами
разложения элегаза, образовавшимися под действием дуги или
короны. В случае если слой чистой эпоксидной смолы удален,
процесс эрозии идет быстрее.
Указанное обстоятельство лишний раз указывает на необ-
ходимость удаления продуктов разложения элегаза по мере
их образования.
В некоторых конструкциях возможно образование скользя-
щего разряда, ток которого определяется выражением
»ек=спов^+:/^, (2-41)
где Слов — емкость, приходящаяся на единицу поверхности,
пФ/см2.
Из этого уравнения следует, что скользящий разряд может
возникать как при быстроменяющемся напряжении, так и при
напряжении постоянного тока, причем первый член правой
части начинает играть роль лишь при очень крутом фронте на-
пряжения, а при промышленной частоте он пренебрежимо мал.
Тем не менее возникновение скользящего разряда при перемен-
ном токе более вероятно за счет поверхностных зарядов, остаю-
76
щихся от предыдущих полупериодов. Эти остаточные заряды
создают повышенные градиенты потенциала у электрода, с ко-
торого развивается скользящий разряд. При этом ток разряда
вследствие необходимости компенсации существовавшего заряда
и образования нового оказывается достаточно большим, что
благоприятствует развитию разряда по поверхности. Скорость
распространения скользящего разряда для данной газовой среды
является функцией поверхностной ем-
кости. *!
Напряжением возникновения сколь-
зящего разряда U ск называют та-
кое напряжение, при котором возни-
кает ток, способный вызвать термиче-
скую ионизацию. Оно равно (в кило-
вольтах)
{/ск = /гСГов-
(2-42)
Зависимости k и а от давления при-
ведены на рис. 2-22.
2-9. Дополнительные сведения
о прочности газовой изоляции
Рис. 2-22. Значения коэф-
фициента k и показателя
степени а в уравнении
(2-42)
Сплошные кривые даны для
стекла, штриховые — для эпок-
Электрическая прочность смесей элегаза
с другими газами. В некоторых случаях, в ча-
стности когда газ используется только в ка-
честве изоляционной и охлаждающей среды,
может оказаться, что целесообразно использо-
вать не чистый элегаз, а его смесь с другими
газами. Применение смеси может иметь смысл, сидной смолы
во-первых, при необходимости снизить ниж-
ний предел рабочих температур газонапол-
ненного оборудования. При смешивании элегаза, например, с азотом, имею-
щим очень низкую температуру сжижения, допустимая рабочая температура
смеси несколько понижается. Во-вторых, ввиду очень большого значения уг-
лового коэффицента k (см. рис. 2-1) чистый элегаз чрезвычайно чувствите-
лен к микронеровностям на поверхности электродов, что вызывает немалые
технологические трудности при изготовлении аппаратов. Смесь элегаза, на-
пример, с азотом понизит чувствительность газовой изоляции к таким микро-
неровностям, что позволит избавиться от некоторых неприятностей. В-третьих,
в резко неоднородных полях при давлении рс наблюдается спад пробивного
напряжения. В смесях область пониженной электрической прочности может
переместиться за пределы рабочего давления. Для этого парциальное давле-
ние азота следует выбирать таким, при котором область максимума кривой
его прочности совпадает с областью минимума для элегаза.
Пониженное давление элегаза, кроме того, желательно для обеспечения
работы аппарата, не имеющего системы подогрева, в условиях, близких к арк-
тическим. Указываются и другие причины применения и исследования сме-
сей различных газов. Так, например, значительная примесь воздуха, в преде-
лах до 25%, очень мало влияет на электрическую прочность промежутка. До-
бавление же к воздуху 2—3% элегаза существенно повышает разрядное на-
пряжение.
77
Покрытия и экраны из твердой изоляции. Электрическая прочность сжа-
тых газов в однородных и слабонеоднородных полях существенно зависит
от степени шероховатости электродов. Даже при наиболее тщательно обра-
ботанных электродах можно добиться значительного повышения первоначаль-
ного пробивного напряжения путем многократных разрядов. Очевидно, что
при производстве электрических аппаратов столь высокая степень обработки
поверхностей, как в лабораториях, совершенно исключена.
Покрытие поверхности электродов тонким слоем твердого диэлектрика
может исключить или свести к минимуму влияние микронеоднородностей на
поверхности электродов. Так, например, при исследовании электрической проч-
Рис. 2-23. Влияние покрытия элект-
рода эпоксидной смолой на характер
распределения электрического поля:
а — электрическое поле при непокры-
том смолой электроде, б — электриче-
ское поле при покрытии электрода
смолой, в — кривые напряженности
поля
1 — без покрытия, 2 — с покрытием
ности промежутков в элегазе между цилиндрическими электродами было об-
наружено, что при обработке электродов по классу точности 3 пробивное
напряжение уменьшилось на 23% по сравнению с прочностью при полирован-
ных электродах. Однако, при наложении на грубо обработанный электрод
пяти слоев полиэтиленовой пленки толщиной 0,04 мм электрическая прочность
промежутка повышается до уровня прочности полированных электродов. На-
ложение же изоляции на полированный электрод практически не вызывает
повышения электрической прочности промежутка. Импульсное пробивное на-
пряжение также не зависит от чистоты обработки поверхности электродов
при покрытии их тонким слоем полиэтиленовой пленки. При этом обеспечи-
ваются такие условия соприкосновения электрода с распорками, в частности
коническими, при которых разрядное напряжение поднимается до уровня про-
бивного и корона практически не возникает.
Существенное повышение импульсного разрядного напряжения при изо-
лировании проводов отмечает В. Н. Борин. Он указывает, что эффективность
изолирования различна для волн положительной и отрицательной полярности,
причем зависит от толщины слоя изоляции. Кривые разрядного напряжения
в зависимости от толщины слоя изоляции для импульсов различной полярно
сти пересекаются. Точка пересечения кривых, очевидно, дает оптимальное
значение толщины изоляции, выполненной из данного материала.
78
Для покрытий рекомендуется применять материалы, обладающие высо-
кой электрической и механической прочностью, высокой сопротивляемостью
к истиранию, химической стойкостью и хорошей адгезией к металлам, под-
лежащим покрытию. В покрытии нежелательны газовые включения. Этим
требованиям удовлетворяют порошковые эпоксидные и поливинилбутираль-
ные композиции, наносимые на обезжиренные поверхности в электростатиче-
ском поле путем пневматического распыления с последующей сушкой; эффек-
тивность таких покрытий существенно повышается с давлением.
Большие перспективы с точки зрения повышения пробивного, разрядного
и начального напряжений или соответствующего уменьшения габаритов уст-
ройства может иметь эпоксидная литая изоляция. Выбирая соответствующие
размеры и формы залитых смолой участков, можно, используя разницу в зна-
чениях диэлектрической постоянной газа
и смолы, существенно влиять на распре-
деление электрического поля в изоля-
ционном промежутке. Схематически это
показано на рис. 2-23. На рис. 2-23, а
изображен электрод небольшого радиуса,
расположенный перпендикулярно к за-
земленной металлической плите. В этом
случае максимальный градиент имеет
место в точке А. На рис. 2-23, б конец
этого электрода покрыт эпоксидной смо-
лой. Максимальный градиент электриче-
ского поля при этом перемещается а
точку В. На рис. 2-23, в показаны кри-
вые изменения градиента между точками
А и С в обоих рассмотренных случаях.
Из рисунков видно, что применение по-
крытия из твердого изоляционного ма-
териала с большим коэффициентом
диэлектрической проницаемости снизило
максимальное значение градиента и по-
высило минимальное. Градиент в точке
В при переходе из одной среды в дру-
гую изменяется на величину е, равную
Рис. 2-24. Сравнение электриче-
ской прочности промежутков
в элегазе, воздухе и трансформа-
торном масле
1 — масло, 2 — элегаз, 3 — воздух
в данном конкретном случае 4,7.
Сравнение электрической прочности элегаза с прочностью воздуха и масла.
При решении тех или иных практических задач, и в частности при технико-эко-
номическом обосновании конструктивных вариантов, возникает необходимость
сравнить электрическую прочность элегаза с прочностью воздуха или масла.
Чтобы при этом избежать возможных ошибок, необходимо помнить, что ре-
зультат, полученный при одних конкретных условиях, нельзя распространять
на другие или во всяком случае делать это надо с большой осторожностью,
так как изменение расстояния между электродами, радиуса кривизны и дру-
гих факторов по-разному влияет на электрическую прочность элегаза, воз-
духа и масла.
Характер электрического поля между электродами шар—плоскость суще-
ственно зависит от расстояния между ними S. Поэтому при увеличении этого
расстояния электрическая прочность меняется в широких пределах.
На рис 2-24. приведены зависимости пробивного напряжения от давле-
ния для элегаза и воздуха при разных расстояниях между электродами и для
сравнения даны значения пробивного напряжения трансформаторного масла
10° С. Электродами служили шар диаметром 12,7 мм и плоскость. Из рисунка
видно, что в сравнительно однородном поле при расстоянии между электро-
дами, равном 12,7 мм, электрическая прочность этого промежутка в элегазе
достигает прочности масла при давлении 2.7 • 10s Па. Однако электрическая
прочность масел существенным образом меняется в зависимости от толщины
слоя диэлектрика между электродами. Поэтому, как видно из этого рисунка,
трехкратное увеличение промежутка привело лишь к незначительному
79
j величению электрической прочности промежутка в масле. Именно поэтому
электрическая прочность элегаза достигает прочности масла при давлении
всего лишь около 105 Па. При еще больших расстояниях прочность, равная
прочности масла, может быть достигнута в элегазе и при атмосферном давле-
нии. Электрическая прочность масла зависит от случайных факторов, главными
из которых являются загрязнения. Частицы примесей в жидкости обладают,
как правило, значительной подвижностью. Под действием электрического
поля в связи с этим происходит перераспределение частиц примесей, которое
не только влияет на степень однородности поля, но и приводит к возникнове-
нию разного рода вторичных процессов, образованию мостиков из твердых
частиц, проводящих каналов и т. д. В выключателях, например, после пер-
вого же отключения масло становится настолько загрязненным, что электри-
ческая прочность его снижается более чем на порядок. Поэтому при расчете
промежутков масляных выключателей, которые должны выдерживать восста-
навливающееся напряжение, приходится учитывать явление загрязнения
масла. В элегазовых же выключателях образующиеся в процессе отключения
твердые частицы низших фторидов оседают на поверхностях и практически
не оказывают влияния на электрическую прочность промежутка.
Не следует также забывать о том, что применение масляной изоляции
требует большого количества масла, специальных устройств (сливных колод-
цев, расширительных баков и т. д.), тщательного ухода за ним в процессе
эксплуатации и связано с опасностью пожара и взрыва.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ГАШЕНИЕ ДУГИ В ЭЛЕГАЗОВЫХ ВЫКЛЮЧАЮЩИХ
АППАРАТАХ
3-1. Общие сведения о гашении дуги переменного тока
При размыкании достаточно мощных электрических цепей
коммутационными аппаратами на контактах выключателей воз-
никает электрическая дуга, вызывающая износ контактов и
сокращение срока службы аппаратов. Степень износа почти про-
порциональна току отключаемой цепи и времени горения дуги.
Для отключения мощных высоковольтных цепей применяют
выключатели, снабженные дугогасительными камерами, слож-
ность которых существенно возрастает с увеличением класса
напряжения и отключаемого тока.
Электрическая дуга является одним из видов разряда в га-
зах, который характеризуется большой плотностью тока, малым
падением напряжения в стволе дуги и высокой его температу-
рой. В дуге можно выделить три области, отличающиеся харак-
тером протекающих в них процессов. Непосредственно к отри-
цательному электроду — катоду примыкает область катодного
падения напряжения. За ней идет ствол дуги. Наконец, к поло-
жительному электроду — аноду прилегает область анодного па-
дения напряжения. Наиболее важной с точки зрения гашения
80
дуги в аппаратах высокого напряжения является вторая об-
ласть— ствол дуги.
Электрическая проводимость ствола дуги обусловлена иони-
зационными процессами, происходящими в нем. Из всех видов
ионизации основным является термическая ионизация. Она со-
здает в каждой единице объема ствола дуги такое количество
ионов, которое обеспечивает соответствующую проводимость.
Под влиянием действующего в стволе дуги напряжения элек-
троны и положительные ионы движутся в противоположных на-
правлениях, образуя ток в дуге. Однако вследствие значительно
более высокой подвижности электронов практически весь ток
создается ими. Роль положительных ионов сводится лишь к ней-
трализации отрицательного объемного заряда. Отсутствие
в стволе дуги нескомпенсированных объемных зарядов опреде-
ляет линейный характер распределения напряжения. С этой
точки зрения ствол дуги подобен металлическому проводнику.
Но проводник имеет строго определенную геометрическую
форму и проводимость, которые не зависят от силы тока и усло-
вий охлаждения.
Форма и размеры ствола дуги и его проводимость весьма
сильно зависят от значения и рода тока, условий охлаждения,
наличия посторонних электрических и магнитных полей и дру-
гих факторов. Изменяя режим охлаждения ствола дуги, его
длину, можно существенно влиять на диаметр и проводимость
ствола дуги. Воздействуя определенным образом на ствол дуги,
можно обеспечить ее гашение.
В стволе дуги наряду с непрерывно идущим процессом тер-
мической ионизации идут и обратные процессы — процессы де-
ионизации. При устойчивом горении дуги процессы ионизации
и деионизации находятся в равновесии. В процессе гашения
преобладают деионизационные процессы, происходящие за счет
рекомбинации и диффузии. Деионизация существенно возрас-
тает при усилении обдувания дуги средой, в которой она горит.
Существенное влияние на характер протекания деионизацион-
ных процессов оказывает и сама среда.
Важной характеристикой для понимания процессов, оказы-
вающих решающее влияние на гашение дуги, является зависи-
мость напряжения на дуге от тока. Эта зависимость для неко-
торого диапазона токов, как известно,— падающая. Такой ха-
рактер вольт-амперной характеристики объясняется тем, что при
росте тока увеличиваются диаметр ствола дуги и его темпера-
тура, вследствие чего проводимость в нем возрастает настолько,
что для проведения все большего тока через дуговой промежу-
ток требуется прикладывать все меньшее напряжение. Если
условия, в которых горит дуга, неизменны, то при весьма мед-
ленном изменении тока каждому данному его значению соответ-
ствуют вполне определенные диаметр ствола дуги, темпера-
тура в нем и ее распределение по радиусу дуги, т. е. вполне
81
Рис. 3-1. Вольт-амперные ха-
рактеристики дуги
определенная для данных условий проводимость. Вольт-ампер-
ная характеристика, полученная в таких условиях, называется
статической.
При достаточно быстром изменении тока диаметр ствола
дуги и температура в нем отстают от изменения тока, вслед-
ствие чего и проводимость будет следовать за изменением тока
с той или иной степенью запаздывания. Поэтому динамические
вольт-амперные характеристики не могут совпадать со стати-
ческими, причем отличие будет тем больше, чем быстрее изме-
няется ток. Так, току 1А (рис. 3-1) соответствует точка А на
статической вольт-амперной характеристике. При быстром уве-
личении тока от значения /А про-
водимость в каждый данный момент
будет соответствовать какому-то
предыдущему (меньшему) значе-
нию тока статической характери-
стики. Поэтому динамическая ха-
рактеристика расположится выше
статической, притом тем выше, чем
быстрее изменяется ток. При
di/dt—>оо (прямая 2) можно счи-
тать, что за время изменения тока
от 1А да I б термическое состояние
дуги, а следовательно, и проводи-
мость останутся неизменными. Сле-
довательно, в это мгновение дуга
ведет себя как металлический про-
водник, падение напряжения на нем равно RI. Таким образом,
все динамические вольт-амперные характеристики будут рас-
полагаться между статической характеристикой (кривая /) и
прямой 2, соответствующей случаю dildt-^co. Аналогичные яв-
ления наблюдаются и при быстром уменьшении тока.
При промышленной частоте ток изменяется достаточно бы-
стро. Поэтому на возрастающей ветви синусоиды проводимость
в каждый данный момент будет соответствовать не данному
мгновенному значению тока ib а некоторому предыдущему
(меньшему) его значению i'\. На спадающей ветви полупериода
проводимость при мгновенном значении тока 1% соответствует
предыдущему (большему) значению тока i'z. Поэтому в момент
достижения током нулевого значения промежуток сохранит не-
которую конечную проводимость, так как в нем сохранится не-
которое вполне определенное количество термической плазмы.
Количество плазмы, оставшейся в промежутке к моменту
перехода тока через нуль, зависит от амплитуды отключаемого
тока и от условий воздействия на дугу среды, в которой она
горит. При большей амплитуде отключаемого тока скорость его
изменения при подходе к нулю dildt=alm выше, поэтому к мо-
менту перехода тока дуги через нуль в промежутке останется
82
большее количество плазмы, сохранится большая проводимость
и следовательно, большая вероятность возобновления дуги в сле-
дующий полупериод.
При слабой степени воздействия на дугу среды, в которой
она горит, например при горении дуги в спокойном воздухе,
термическое запаздывание в дуге столь значительно, что темпе-
ратура на оси ствола дуги мало меняется в течение полупе-
риода тока промышленной частоты. Поэтому ток так меняет
свое направление, как если бы он проходил по металлическому
проводнику. Переходы тока через нуль в этом случае не со-
здают каких-либо качественно новых явлений. Кривая напря-
жения на дуге по форме мало отличается от кривой тока.
При сильном воздействии на дугу, например в случае горе-
ния дуги в интенсивном потоке газа, диаметр дуги почти син-
хронно следует за изменением тока. К моменту перехода тока
через нуль дуга представляет собой очень тонкую нить, способ-
ную разрушиться за весьма короткий промежуток времени. Кри-
вая напряжения в этом случае принципиально отличается от
кривой тока. При переходе тока через нуль наблюдаются
всплески напряжения: пики гашения и зажигания. Дуга как бы
гаснет в конце каждого полупериода и зажигается вновь в на-
чале следующего. Переходы тока через нуль, таким образом,
создают благоприятные условия для гашения дуги. Процессу
гашения дуги при переходе тока через нуль способствует и то,
что электромагнитная энергия, запасенная в цепи, в этот мо-
мент равна нулю. Вопрос об окончательном гашении дуги ре-
шается в короткий промежуток времени после перехода тока
через нуль в ходе соревнования двух быстропротекающих про-
цессов: процесса нарастания напряжения на дуговом проме-
жутке и процесса нарастания электрической прочности послед-
него.
Если не учитывать взаимодействия между выключателем и
сетью и наоборот, то первый процесс — процесс изменения на-
пряжения на дуговом промежутке — определяется параметрами
цепи, в которой установлен выключатель. Характер процесса
нарастания электрической прочности определяется конструкцией
дугогасительного устройства выключателя, свойствами среды,
используемой для гашения дуги, и т. д. Подготовка к образо-
ванию электрической прочности дугового промежутка начина-
ется задолго до перехода тока через, нуль. Именно от степени
воздействия гасящей среды на дугу до перехода тока через нуль
зависит количество плазмы, оставшейся в промежутке к этому
моменту. От количества же оставшейся плазмы существенным
образом зависит скорость исчезновения проводимости после пе-
рехода тока через нуль, т. е. скорость образования электриче-
ской прочности.
Свойствами среды, кроме того, определяется напряжение
на дуге и энергия, выделяющаяся в единице длины дуги.
83
В воздушных выключателях эта энергия на порядок выше, чем
в элегазовых, что вызывает нагревание большого объема возду-
ха, находящегося в дуговом промежутке. Расширение нагретого
воздуха препятствует поступлению в сопло свежего. При опре-
деленных значениях отключаемого тока это приводит к «заку-
порке» сопла и, следовательно, негашению. Именно большой
энергией, выделяющейся в единице длины ствола дуги, горящей
в потоке воздуха, объясняется наличие максимума в зависи-
мости мощности отключения воздушного выключателя от рас-
стояния между его контактами. Как видно из (1-15), элегаз по
сравнению с воздухом расширяется в 5 раз медленнее, поэтому
элегазовые выключатели практически нечувствительны к термо-
динамическому эффекту.
Пробивное напряжение промежутка, заполненного холодным
газом, зависит от электрической прочности последнего. Проч-
ность промежутка, находящегося в каком-либо предварительно
ионизированном газе, растет по мере уменьшения концентрации
электронов. Если число электронов в процессе восстановления
напряжения на контактах выключателя не превышает 109 на
1 см3, то обеспечивается надежное гашение дуги после перехода
тока через нуль.
При рассмотрении вопроса о влиянии среды на процесс га-
шения дуги целесообразно проанализировать три стадии эво-
люции ствола дуги. В первой стадии, длящейся от момента рас-
хождения контактов почти до перехода тока через нуль, среда
должна обеспечивать минимальное выделение энергии. Во вто-
рой стадии, начинающейся незадолго до перехода тока через
нуль и кончающейся в момент достижения током нуля, от среды
потребуется, чтобы за очень короткий промежуток времени про-
водящий диаметр ствола дуги и его температура, а следова-
тельно, и проводимость снизились до предельно малых значе-
ний, что способствует быстрому восстановлению электрической
прочности в третьей стадии — после перехода тока через нуль.
В этой стадии среда должна обеспечить быстрый рост прочности
промежутка.
Кроме того, следует проанализировать влияние среды на
характер изменения тока при подходе его к нулю, поскольку
от этого зависит уровень возможных коммутационных пере-
напряжений.
Картина изменения тока и напряжения на дуговом проме-
жутке при отключении индуктивной цепи небыстродействующим
выключателем показана на рис. 3-2.
В некоторый момент времени / = 0 контакты выключателя
стали расходиться. Между ними возникла дуга. Напряжение на
дуге по мере расхождения контактов увеличивается. Вследствие
интенсивного воздействия на дугу дугогасительной среды в ка-
мере выключателя при каждом переходе тока через нуль имеют
место попытки гашения дуги: идет соревнование процессов вос-
84
становления напряжения uB на дуговом промежутке и его элек-
трической прочности пПр. Наконец при очередном (в данном
случае третьем) переходе тока через нуль дуга гаснет и на ду-
говом промежутке восстанавливается мгновенное значение на-
Рис. 3-3. Эквивалентная схема
цепи отключения
Рис. 3-2. Кривые изменения тока и напря-
жения при отключении цепи
пряжением источника питания Uq. Но поскольку контакты выклю-
чателя шунтированы некоторой емкостью С, заряжаемой через
индуктивность L (рис. 3-3), процесс восстановления напряжения
на контактах носит колебательный
характер. Более подробно этот про-
цесс показан на рис. 3-4. При г=оо
незадолго до перехода тока через
нуль имеет место резкий подъем
напряжения — пик гашения Ur и
перезаряд емкости С. Вследствие
этого ток г'д, протекающий через ду-
говой промежуток и равный
Рис. 3-4. Процессы восстанов-
(3-1)
из-за ответвления тока й в емкость
С будет изменяться не по синусо-
иде, а более быстро, что несколько
облегчает условия гашения дуги,
поскольку энергия, выделяющаяся ления напряжения на контак-
в промежутке в преднулевой пери- тах выключателя и прочности
од, уменьшается. F }
После перехода тока через нуль
напряжение на контактах выключателя (а следовательно, и
на емкости С) стремится восстановиться до мгновенного зна-
чения Uo. Процесс этот при неблагоприятных для выключателя
условиях — колебательный. Частота колебаний и скорость на-
растания восстанавливающегося напряжения определяются па-
раметрами цепи. В некоторых случаях после перехода тока
85
через нуль в дуговом промежутке протекает остаточный ток
/ост- Значение его определяется мгновенными значениями оста-
точной проводимости и восстанавливающего напряжения, при-
чем остаточная проводимость может оказывать некоторое влия-
ние на характер процесса восстановления напряжения.
В случае успешного гашения дуги остаточный ток быстро
затухает вследствие исчезновения проводимости дугового про-
межутка и последний приобретает необходимую электрическую
прочность. Этот успешный исход соревнования, когда после пе-
рехода тока через нуль электрическая прочность промежутка
нарастает быстрее и остается все время выше, чем восстанав-
ливающееся напряжение на контактах выключателя, изображен
на рис. 3-4 кривой «пр. В случае недостаточно быстрого нара-
стания электрической прочности дугового промежутка (штри-
ховая кривая и'пр) происходит повторное зажигание и дуга бу-
дет гореть, по крайней мере, весь следующий полупериод.
Таким образом, при рассмотрении вопроса гашения дуги пе-
ременного тока необходимо дать количественную оценку про-
цессу восстановления напряжения на контактах выключателя
и процессу нарастания восстанавливающейся прочности дуго-
вого промежутка.
3-2. Процессы восстановления напряжения на контактах
выключателей при гашении дуг переменного тока
Поскольку дугогасительное устройство выключателя должно обеспечи-
вать вполне определенную скорость нарастания электрической прочности
после перехода тока через нуль, большую, чем скорость нарастания восста-
навливающегося напряжения, необходимо прежде всего установить пределы
изменения последней.
Процесс восстановления напряжения на контактах выключателя зави-
сит от конфигурации и параметров цепи. На него, кроме того, оказывает влия-
ние и выключатель, отключающий данную цепь. Для сравнения различных
типов выключателей, оценки условий их испытаний и требований, предъявляе-
мых к выключателям с точки зрения эксплуатации, необходимо знать восста-
навливающиеся напряжения, определяемые только сетью, т. е. собственные
восстанавливающиеся напряжения.
Испытания выключателей, как правило, проводятся в цепи с одночастот-
ным процессом восстановления напряжения. Эквивалентная схема цепи с та-
ким восстанавливающимся напряжением изображена на рис. 3-3.
После погасания дуги на контакты выключателя стремится наложиться
напряжение источника питания Uo. Изменение напряжения на промежутке
во времени описывается системой уравнений
Uo = iR + L^-+±\i1di,
dt С jj
» = «1 + «8-
36
В зависимости от соотношения между параметрами процесс восстановле-
ния напряжения может быть либо колебательным, либо апериодическим.
Решение системы (3-2) в первом случае даст следующую зависимость
восстанавливающегося напряжения от времени:
(3-3)
где показатель затухания
ив = 0 — ear cos <°o0>
(3-4)
а угловая частота колебаний восстанавливающегося напряжения
(3-5)
Мощные воздушные выключатели снабжаются сравнительно низкоомными
шунтирующими сопротивлениями г. В этом случае можно положить R=0
и тогда
1
2гС ’
(3-6)
а
<оо= 1/ ---------— . (3-7)
V LC 4г!С2
При некотором значении г=гк, как следует из формулы (3-7), процесс
восстановления напряжения из колебательного переходит в апериодический
(<Оо=0), причем
г“=т1А- <з-8>
Одновременно вследствие затухания понижается и амплитуда (7в.м вос-
станавливающегося напряжения. Влияние шунтирующего сопротивления ил-
люстрируется рис. 3-5, на котором изображены кривые восстанавливающе'-ося
напряжения при различных значениях г. Рисунок показывает, что при шун-
тировании выключателя достаточно малым сопротивлением скорость нараста-
ния восстанавливающегося напряжения снижается до сравнительно неболь-
ших значений, при которых воздушный выключатель способен производить
успешные отключения мощных цепей.
Ввиду существенно лучшей дугогасительной способности среды элегазо-
вые выключатели, как правило, не нуждаются в шунтирующих сопротивле-
ниях (г=оо). В этом случае
а= — R/(2L), (3-9)
а
(3.10>
В реальных условиях, как правило, приходится сталкиваться с более
сложными процессами восстановления напряжения. В двухчастотном колеба-
тельном контуре восстанавливающееся напряжение, равное сумме напряже-
ний двух колебательных процессов, определяется следующим выражением:
«в = Uо (1------—----cos “oiX---------—----cos <0<я*1 • (З-П)
\ Z.1-f-L2 + ^2 /
87
В этом случае начальная скорость восстанавливающегося напряжения мо-
жет оказаться достаточно высокой, что отрицательно скажется на работе
выключателя.
В современных электрических сетях наблюдается непрерывный рост мощ-
ностей короткого замыкания и числа подстанций, что связано с появлением
коротких участков воздушных линий электропередачи. Эти два фактора при-
вели к возникновению проблемы неудаленных коротких замыканий, связанной
с очень тяжелыми условиями работы выключателей. В этом случае при про-
текании тока короткого замыкания напряжение источника питания t/0 рас-
пределится в виде падений напряжения на ин-
Рис. 3-6. Процессы при отключении неудаленного
короткого замыкания: а — распределение напря-
жения в цепи, б — характер восстановления на-
пряжения
Рис. 3-5. Кривые восста-
новления напряжения
при различных кратно-
стях г/fк
где UL —падение напряжения на индуктивности системы (до выключателя),
UL — падение напряжения на индуктивности участка линии между выклю-
чателем и местом короткого замыкания. С учетом того что в момент пере-
хода тока через нуль напряжение источника равно амплитудному значению,
падение напряжения на линии будет
UL = у 2 1oL2 = j/2 IaL2l, (3-13)
где L'i — индуктивность 1 км линии, / — длина линии, I — действующее зна-
чение тока короткого замыкания.
До момента перехода тока через нуль контакты А и Б выключателя
имеют один и тот же потенциал Ul2- С этого момента потенциал контакта А
от значения U l.2 будет возрастать до значения Uo в соответствии с выраже-
нием
иА = (и0 — U£.„) (! — «“'cos <o0f) + L/Ia, (3-14)
в котором а и <в0 определяются параметрами системы L и С до выключателя.
Потенциал контакта Б от значения UL* будет сначала снижаться со ско-
ростью движения электромагнитной волны о. Затем вследствие отражения
волн от места короткого замыкания и разомкнутого конца линии, присоеди-
ненной к контакту Б выключателя, потенциал этого контакта будет иметь
пилообразный характер, как показано на рис. 3-6, в.
88
Напряжение на контактах выключателя, равное разности потенциалов
контактов А и Б, через промежуток времени, равный половине цикла переза-
ряда линии Т/2, достигает значения первого пика восстанавливающегося на-
пряжения, представляющего наибольшую опасность для выключателя. Пола-
гая, что за время Т/2 потенциал точки А не успевает существенно измениться,
и пренебрегая затуханием колебаний напряжения в линии, получаем расчет-
ное значение первого пика восстанавливающегося напряжения
“в. М = (“д - 2 ~ 2 = 2 У 2 Z<dL2Z. (3-15)
В промежутке времени 0</<7/2 скорость восстановления напряжения
равна
duB _ 2 J/2 Z<oL2/
dt ~ Т/2
или, поскольку время одного цикла перезаряда линии
Т = 4//t>,
где для воздушной линии v—300 000 км/с, получим
= 1uL'2v.
(3-16)
(3-17)
(3-18)
Пример 3-1. Определить расчетное значение первого пика и начальную
скорость восстанавливающегося напряжения на выключателе при отключении
неудаленного короткого замыкания на линии, отходящей от шин подстанции
ПО кВ с мощностью короткого замыкания Р=6000 МВ-А. Длина линии
между выключателем и местом короткого замыкания / равна 0,5; 1; 2 и 4 км.
Индуктивное сопротивление 1 км линии
х2=<о£2=0,41 Ом/км.
Реактивное сопротивление системы до выключателя
U2
Xt - (0Z.1 - —
Р
(ПО ООО)2
6000-10»
2,01 Ом.
Реактивное сопротивление линии до места короткого замыкания х2 = xj..
Общее сопротивление фазы системы х = хг + х2. Ток короткого замыкания
/ = и„1(Узх)-
Расчетное значение первого пика и начальную скорость восстанавливаю-
щегося напряжения вычисляем по формулам (3-15) и (3-18) соответственно.
Результаты расчета приведены в табл. 3-1.
Анализ результатов расчета показывает, что по мере удаления места ко-
роткого замыкания от выключателя, во-первых, ток короткого замыкания
из-за токоограничивающего эффекта линии уменьшается; вследствие этого
при прочих равных условиях в дуговом промежутке к моменту перехода тока
через нуль сохранится меньшее количество плазмы и, следовательно, увели-
чится скорость нарастания электрической прочности после перехода тока че-
рез нуль; во-вторых, вследствие возрастания реактивного сопротивления
участка линии увеличиваются расчетное значение первого пика и начальная
скорость восстанавливающегося напряжения, которые при достаточных протя-
женностях линии могут достигать весьма больших значений; в-третьих, время
до появления первого пика восстанавливающегося напряжения пропорцио-
нально возрастает. Так, при /=0,5 км первый пик появляется очень быстро —
через 3,33 мкс после перехода тока через нуль, но значение его небольшое —
16,6 кВ, поэтому он может оказаться и неопасным для выключения. При /=
=4 км первый пик достигает большого значения. Но появляется он через
89
сравнительно длинный промежуток времени — 26,6 мкс. За это время выклю-
чатель может образовать достаточную электрическую прочность. При проме-
жуточных значениях длины линии пик напряжения средней величины может
появиться тогда, когда выключатель еще не успел образовать необходимую
электрическую прочность промежутка. В этом случае выключатель не сможет
отключить цепь.
Отключение неудаленных коротких замыканий неблагоприятно для ра-
боты воздушных выключателей, у которых вскоре после перехода тока через
нуль наблюдается пологий участок с замедленным ростом электрической
прочности.
Таблица 3-1
Параметр Значения рассчитываемых параметров при длине линии 1
0.5 км 1 км 2 км 4 км
хг = х2 1, Ом 0,205 0,41 0,82 1,64
х = х1 + ха. Ом 2,215 2,42 2,83 3,65
110000 1 = /Т х ’ А 28600 26200 22400 17 400
ив. м = 2 /Т 1 х2, В 16600 30 400 52 000 80 800
4970 4560 3800 2 990
Т 21 2 - v -10», мкс 3,33 6,66 13,3 26,6
Для обеспечения надежной работы воздушных выключателей их дуго-
гасительные камеры шунтируют сравнительно небольшими активными сопро-
тивлениями, которые демпфируют колебания восстанавливающегося напряже-
ния, облегчая тем самым условия работы выключателей. Следует, кроме того,
указать еще на одну особенность работы воздушных выключателей. При сни-
жении тока и приближении мгновенного его значения к нулю резко увеличи-
вается сечение дуги, которая теряет компактность и устойчивость к механиче-
скому воздействию потока воздуха. Вследствие этого могут возникать опас-
ные перенапряжения из-за «среза» тока, когда мощный поток воздуха, меха-
нически разрушая неустойчивый ствол дуги и образуя изоляционный про-
межуток, обрывает ток до естественного его перехода через нуль. Шунтирую-
щие сопротивления, которыми снабжаются воздушные выключатели, снижают
эти перенапряжения до безопасного уровня.
Элегазовые выключатели обеспечивают очень быстрый рост электриче-
ской прочности междуконтактных промежутков, поэтому они не нуждаются
в шунтирующих сопротивлениях, снижающих скорость нарастания восстанав-
90
ливающегося напряжения. Кроме того, в элегазе ствол дуги сохраняет меха-
ническую устойчивость до самого перехода тока через нуль. Поэтому при
работе элегазовых выключателей принципиально^ невозможны перенапряже-
ния из-за «среза» тока.
Несмотря на весьма быстрый рост восстанавливающейся прочности про-
межутка в элегазе, он может оказаться недостаточным при чрезмерно высо-
ких скоростях восстанавливающегося напряжения. Эффективным средством
повышения отключающей способности в этом случае будет присоединение
шунтирующей емкости в несколько тысяч пикофарад к линейной стороне
выключателя В этом случае восстанавливающееся напряжение вместо пило-
образной формы приобретает вид кривой 1 — cos a>'t, вследствие чего началь-
ное значение скорости нарастания восстанавливающегося напряжения суще-
ственно снижается, и условия работы выключателя облегчаются. Характерно,
что относительное снижение скорости нарастания_восстанавливающегося на-
пряжения от добавления определенной емкости значительно больше для бо-
лее высоких значений токов короткого замыкания. Это означает, что элегазо-
вые выключатели с высокой отключающей способностью по току в большей
степени улучшают свои характеристики при добавлении определенной емко-
сти, чем аппараты с меньшей отключающей способностью. Так, например,
если выключатель в условиях неудаленного короткого замыкания может от-
ключать ток 30 кА, то при добавлении шунтирующей емкости в несколько
тысяч пикофарад отключающая способность повышается на 23%—до 37 кА.
Однако, если выключатель нормально может отключать ток 50 кА, то под-
ключение той же самой емкости повысит отключающую способность на 40%,
т. е. до 70 кА.
Воздушный выключатель без шунтирующих сопротивлений для достиже-
ния аналогичного эффекта потребует емкостей таких значений, которые на
практике не могут быть реализованы.
3-3. Влияние среды на процесс восстановления
электрической прочности междуконтактных промежутков
В высоковольтных выключателях электрическая прочность
промежутков, восстанавливающаяся после перехода тока через
нуль, определяется процессами распада плазмы, содержащейся
в стволе дуги. Эти процессы начинаются еще до перехода тока
через нуль. Их интенсивность определяется степенью воздей-
ствия среды на ствол дуги. К моменту перехода тока через нуль
в дуговом промежутке выключателя сохранится лишь незначи-
тельное количество плазмы и малая, быстро изменяющаяся во
времени проводимость.
На большей части полупериода сопротивление ствола дуги
и напряжение на нем малы. Величина тока определяется исклю-
чительно сетью. Однако вблизи перехода тока через нуль сопро-
тивление дугового промежутка может оказаться настолько
большим, что сеть будет определять не ток в дуге, а напряже-
ние на дуговом промежутке. Во время переходного режима
между этими двумя состояниями ток и напряжение на дуге оп-
ределяются одновременно и дугой и сетью, дуга теряет стабиль-
ность. Приведет ли нестабильное состояние дуги к ее погаса-
нию или к повторному зажиганию, зависит от баланса энергии в
стволе дуги в течение рассматриваемого периода, длительность
которого иногда ограничивается несколькими микросекундами.
91
Для успешного гашения дуги в течение короткого промежутка
времени необходимо обеспечить огромную скорость охлаждения
дуги, достигающую 109 К/с.
Если считать ствол дуги однородным по всей длине, то мощ-
ность, выделяющаяся в единице длины ствола, равна произве-
дению градиента Е и тока /. При установившемся режиме горе-
ния дуги эта мощность отводится от ствола дуги в окружающее
пространство теплопроводностью, конвекцией и излучением.
Таким образом, энергетический баланс дуги для установивше-
гося режима выражается равенством:
£7—2Vo = 0, (3-19)
где Nq — мощность, отводимая от единицы длины ствола дуги.
В неустановившемся режиме энергетический баланс дуги оп-
ределяется неравенством. На возрастающей ветви синусоиды пе-
ременного тока теплосодержание в единице длины дуги увели-
чивается, при снижении тока от амплитудного значения —
уменьшается. Можно, следовательно, написать:
^ = EI—No. (3-20)
Теплосодержание ствола дуги Q включает в себя тепловую
энергию, энергию возбуждения, ионизации и диссоциации газа:
Q = 2л J qrdr, (3-21)
о
где q=pcp(T—Т^)—энергия, содержащаяся в единице объема
ствола дуги.
В выключателях высокого напряжения гашение дуги проис-
ходит в интенсивном потоке газа. Для их работы весьма суще-
ственным является вопрос рассеяния энергии. Очевидно, что
в сильных газовых потоках работают все механизмы рассеяния
энергии, причем количественно определить роль каждого из
них, как правило, не представляется возможным. Отчасти это
связано с существованием взаимодействия между различными
процессами. Сильный поток газа будет, например, влиять на
величину давления в дуге, а следовательно, и на потери на
излучение. Поток газа сказывается также на форме ствола дуги,
а значит, и на распределении температуры, с которой связано
рассеяние энергии за счет теплопроводности. В результате сис-
темы уравнений: сохранения энергии, сохранения количества
движения и максвелловское — оказываются связанными между
собой. Поэтому теоретическое исследование вопроса гашения
дуги является чрезвычайно сложной проблемой, трудность
изучения которой усугубляется тем, что в общем случае для
дуги отключения принцип подобия не выполняется при измене-
нии условий эксперимента.
92
Теоретический анализ, который в самом общем случае
позволял бы определять степень влияния того или иного меха-
низма рассеяния энергии, пока что связан с большими труд-
ностями. Для современной техники эксперимента трудной проб-
лемой является задача измерения температуры, давления, ско-
рости в различных точках пространства. По этой причине,
несмотря на значительный прогресс в изучении электрической
дуги, горящей в различных дугогасительных средах, в настоя-
щее время еще не представляется возможным достаточно на-
дежно рассчитать дугогасительную способность выключателей.
Тот уровень научных знаний, который позволял бы теоретически,
используя вычислительные машины, рассчитывать выключатели,
еще не достигнут. Поэтому окончательные размеры дугогаси-
тельных устройств выбираются на основании эксперименталь-
ных исследований.
Теоретические и экспериментальные исследования, проводи-
мые при тех или иных упрощениях, дают возможность получить,
по крайней мере, качественные результаты, имеющие подчас
большое практическое значение, например сравнить различные
среды, применяемые в выключателях, с точки зрения их дугога-
сительной способности.
Для описания динамики дуги вводят различные упрощения,
позволяющие составить дифференциальные уравнения, опреде-
ляющие динамические характеристики дуги переменного тока.
Наиболее удачные модели дуги предложены Майром и Касси.
Майр считал, что сечение дуги является постоянным, а ее
температура изменяется в зависимости от радиуса и времени,
статическая вольт-амперная характеристика дуги имеет вид
равнобокой гиперболы и, следовательно, отводимая только
теплопроводностью мощность 7У0=const. Это допущение в неко-
торых случаях близко к действительности лишь при малых
токах.
Касси полагал температуру ствола дуги и градиент напря-
жения в нем постоянными, а содержание энергии и скорость
отдачи энергии пропорциональными площади поперечного се-
чения ствола дуги. Отвод тепла от дуги осуществляется кон-
векцией.
Совершенно очевидно, что в выключателе потеря энергии
в дуге в критической области вблизи нуля тока происходит
обоими путями. Попытка Касси и Мэзона объединить обе мо-
дели и создать на их основе единую привела к чрезвычайным
математическим усложнениям, сделавшим эту модель неприем-
лемой для практических целей. Браун предложил пользоваться
моделью Касси для расчетов параметров дуги до нуля тока и
моделью Майра в период перехода тока через нуль. Таким обра-
зом, используя модель Касси до нуля тока, получают начальные
условия для решения уравнения Майра, описывающего поведе-
ние дуги при переходе тока через нуль.
93
В соответствии с этой объединенной моделью можно сказать,
что на большей части полупериода теплоотвод от дуги осуще-
ствляется в основном конвекцией, которая вызывает сокраще-
ние сечения ствола дуги. Когда ток приближается к нулю, диа-
метр дуги становится очень маленьким, поэтому теплоотвод
в радиальном направлении вследствие диффузии становится
преобладающим. Переход от дуги, охлаждаемой конвекцией,
к дуге, охлаждаемой диффузией, вызывает повышение напряже-
ния на дуге. Таким образом, появление пика гашения свидетель-
ствует, по-видимому, о начале энергетического баланса при
нуле тока.
В соответствии с вышесказанным мгновенное значение со-
противления дуги R=E/i по модели Касси определяется урав-
нением
(3-22)
По модели Майра
dt
(3-23)
где е, i и ei — мгновенные значения градиента напряжения
в стволе дуги, тока и мощности, выделяющейся в единице длины
ствола дуги, £0 — установившееся значение градиента напряже-
ния в донулевой период, 6 — так называемая тепловая постоян-
ная времени дуги (лучше ее называть псевдопостоянной).
В модели Майра «постоянная времени» 6 представляет
собой отношение характеристического запаса энергии Qo к поте-
рям энергии No, причем и Qo. и No предполагаются постоян-
ными. В модели Касси это отношение приблизительно эквива-
лентных, но изменяющихся во времени величин. В обоих слу-
чаях 0 имеет размерность времени и является удобной мерой
затухания проводимости ствола дуги, зависящей от его се-
чения.
Диаметр проводящей части ствола дуги при прочих равных
условиях зависит от эквивалентной теплопроводности газа,
в котором горит дуга. На рис. 1-14 приведены кривые теплопро-
водности в зависимости от температуры для элегаза и азота.
Из-за имеющих место при высоких температурах процессов дис-
социации, ионизации и диффузии, существенно увеличивающих
естественный процесс теплопроводности, в кривых Л(Т’) наблю-
даются максимумы теплопроводности. В воздухе (азоте) этот
максимум имеет место при температуре около 7500 К, в эле-
газе вследствие более слабых внутримолекулярных связей —
при температуре 2100 К. За максимумом следует крутой спад
94
теплопроводности вследствие окончания реакций диссоциации
молекул.
Совместное рассмотрение кривых зависимости теплопровод-
ности л и проводимости о от температуры (изображенных на
рис. 1-14 и 1-15) с уравнением Эленбааса—Геллера дает воз-
можность построить кривые распределения температуры по се-
чению ствола дуги. В стабилизированной дуге с небольшими
токами излучением можно пренебречь. Для такой дуги уравне-
ние Эленбааса—Геллера записывается в виде
оЕ2 =----- — (г к—V (3-24)
г dr \ dr) ' '
Подставляя в это уравнение соответствующие значения о и
л из рис. 1-15 и 1-14, можем построить кривые распределения
температуры для дуги, находящейся в состоянии теплового рав-
новесия. Полученные таким образом кривые для стабилизиро-
ванных дуг, горящих в трех различных средах при небольших
значениях тока (порядка несколько ампер), показаны на рис.
3-7, а. На рис. 3-7, б показаны кривые (рассчитанные на ЦВМ)
распределения температуры по сечению дуги, горящей в эле-
газе, при двух существенно различных значениях тока 0,2 А и
50 А. Эти кривые как бы состоят из двух частей: основания
с малым наклоном (малым значением градиента dT/dr) и ядра
с большим dT/dr. Основание соответствует максимуму теплопро-
водности Л, а ядро возникает при температурах, соответствую-
щих минимуму Л.
Процесс образования ядра можно проследить, анализируя
кривые Х(7) (см. рис. 1-14). Увеличение тока в дуге ведет
к росту радиуса дуги г и температуры Т. Когда Т достигает
значения, соответствующего максимуму теплопроводности, то
дальнейшее увеличение тока, а следовательно, и температуры
ведет к резкому снижению теплопроводности газа и образова-
нию ядра, расположенного на основании, имеющем большую
теплопроводность. Этот процесс образования ядра связан со
значительным уменьшением проводящего сечения ствола дуги и
резким повышением температуры в нем. При дальнейшем уве-
личении тока и, следовательно, переходе температуры Т за зна-
чение, соответствующее минимуму (спаду) теплопроводности,
растет сечение проводящего ток ядра дуги.
Очевидно, что при уменьшении тока и, следовательно, соот-
ветствующем понижении температуры до значения, меньшего
Тс, следует ожидать резкого увеличения диаметра проводящей
части ствола дуги в воздухе вследствие исчезновения высоко-
температурного ядра с высокой электропроводностью. Основа-
ние, обладающее слабой электропроводностью, механически не-
устойчиво и легко разрушается интенсивным потоком воздуха.
В элегазе максимум теплопроводности имеет место при темпе-
ратуре 2100 К- Такого же порядка и температура основания.
95
Если к моменту перехода тока через нуль плотность элек-
тронов пе^109 см-3, то термическое повторное зажигание не
произойдет. Это условие выполняется при Т^ЗООО К. Проводи-
мость плазмы элегаза при этой температуре исчезающе мала.
Можно поэтому считать, что основание в элегазе не обладает
никакой проводимостью. Устойчивое ко всяким механическим
воздействиям проводящее ядро в элегазе существует почти до
самого перехода тока через нуль.
Рис. 3-7. Кривые распределения температуры по сечению дуг: а —
горящих в различных средах при небольших токах, б — горящих
в элегазе при различных значениях тока
Скорость исчезновения проводимости ствола дуги характе-
ризуется параметром 6, для которого Фринд дает следующее
выражение:
где г0 — ридиус проводящего сечения дуги,/г = Х/(рср)— темпе-
р атуроп роводность.
Поскольку X и ср одинаковым образом изменяются с темпе-
ратурой, температуропроводность практически не зависит от
температуры, причем для элегаза и воздуха k—7Q см2-с_|. По-
этому можно написать:
е = слг?. (3-26)
Из последнего выражения следует, что «постоянная времени»
6 не постоянна. Она изменяется вместе с током, уменьшаясь
при снижении последнего. Однако при исчезновении ядра в воз-
духе «постоянная времени» 0 резко повышается и при дальней-
шем уменьшении тока меняется незначительно (рис. 3-8). Таким
образом, в общем случае затухание проводимости ствола дуги
96
описывается двумя изменяющимися параметрами: 0' для ядра
и 0" для основания.
Следует подчеркнуть, что в элегазе процесс исчезновения про-
водимости описывается только одной псевдопостоянной вре-
мени 0', поскольку проводимость основания равна нулю. (Далее
штрих в этом обозначении опускаем).
При снижении тока псевдопостоянная времени интенсивно
охлаждаемой дуги в элегазе уменьшается, причем особенно
быстро, как следует из (3-26), при подходе тока к нулю. Каза-
лось бы, можно ожидать, что в момент, когда ток достигает
нулевого значения, 0 должна обратиться в нуль. Однако предел
уменьшению термической псевдопо-
стоянной времени кладут реакции ре-
комбинации, идущие в момент и после
перехода тока через нуль. Скорость
их протекания характеризуется по-
стоянной времени 0г, которая опреде-
ляется следующим выражением:
g Mhv0QnkT ,2-27)
mA2a3f(E*)nr^pv’
где т — масса электрона, М — сред-
няя (равновесная) масса молекулы,
h — постоянная Дирака, А — энергия
сродства электронов, Е * — кинетиче-
ская энергия электронов, гм — радиус
молекулы, Qr — сечение столкновения
Рис. 3-8. Кривые псевдопо-
стоянных времени в элегазе
и воздухе
Рамзауера, Р — давление в потоке газа, v и о0— скорость по-
тока газа и начальное ее значение, k — постоянная Больцмана,
а = h У 2tnA.
В момент перехода тока через нуль параметры 0 и 0Г, опре-
деленные по формулам (3-26) и (3-27), дают одинаковый ре-
зультат 6~0г<£1 мкс, если дуга обдувается интенсивным пото-
ком элегаза.
Рис. 1-14 указывает еще на одну особенность горения дуги
в элегазе. Ввиду того что эквивалентная теплопроводность эле-
газа ниже теплопроводности воздуха, диаметр дуги в элегазе
при прочих равных условиях будет меньше, а температура на
оси ствола дуги выше.
Свансон с сотрудниками, анализируя энергетический баланс
в стволе дуги в момент и после перехода тока через нуль, по-
лучил критерий надежности работы выключателя для наиболее
тяжелых условий — отключения неудаленных коротких замы-
каний.
После перехода тока через нуль остаточный ток, протекаю-
щий под действием быстро нарастающего восстанавливающегося
напряжения, стремится повысить теплосодержание в единице *
4
А. И. Полтев
97
длины ствола дуги. Отвод тепла происходит за счет радиаль-
ной диффузии и излучения.
Следует, однако, отметить, что в сильных электрических по-
лях, развиваемых восстанавливающимся напряжением, распре-
деление электронов по уровням энергии может отличаться от
максвелловского, поэтому термин «температура» как средство
описания возможных процессов в газе следует применять с ос-
торожностью.
Используя закон Ома в форме
д
i = Е (х) \ 2nro dr (3-28)
и решение уравнения теплового баланса, в соответствии с тео-
рией граничного слоя Свансон получил следующее уравнение
для остаточного тока:
где
i2 (0 = и2 (О е + С2 J е в I2 (г) dr
о
4л2 (da/dS)2 r4J2 (fij А2
С1~ ^Эфф”2 ’
г 2а dc/dS
е=-----------!----------------.
2а [(1 + P)62/r2 + d«Z/dS]
(3-29)
(3-30)
(3-31)
(3-32)
В уравнениях (3-28) — (3-32) г —ридиус дуги до граничного
слоя (рис. 3-9); u(t)—мгновенное значение восстанавливающе-
гося напряжения, /Эфф — длина участка дуги, наиболее эффек-
тивно охлаждаемая газовым потоком, зависящая от конструк-
ции сопла, а — коэффициент термической диффузии, р — сред-
нее значение коэффициента турбулентной диффузии, 61 —
первый корень в уравнении Бесселя нулевого порядка, опре-
деляющем потенциал теплового потока, п — число последова-
тельных разрывов в фазе выключателя.
В случае когда основную роль в отводе тепла играет тур-
булентная диффузия, выражение для 6 будет иметь вид:
6 = —(3-33)
2ард?
Предположим, что восстанавливающееся напряжение опре-
деляется уравнением
и(0 = ^М, (3-34)
at
98
где dujdt — скорость нарастания восстанавливающегося напря-
жения при отключении неудаленного короткого замыкания.
Анализ уравнения (3-29) показывает, что при значениях псев-
допостоянной времени 0, больших некоторой критической вели-
чины 0к, ток l(t) будет возрастать и дуга не погаснет. Крити-
ческое значение псевдопостоянной времени, при которой уже
не произойдет гашения дуги,
0 = — Г2а— Tz‘
1
(3-35)
3
3S „2/2
" 'эфф J
Таким образом, для данного дугогасительного устройства су-
ществует критическая скорость нарастания восстанавливающе-
гося напряжения (duBldt)K, которая кладет предел его дугога-
сительной способности.
Критическая скорость нарастания восстанавливающегося
напряжения на контактах выключателя определяется как
j du„\ kp 'n rn , л (3-36)
или
ВЫ-
для
кВ/мкс, должны обеспечивать
\dt )к (di/dt)^^’ Isu)’
где k — коэффициент, зависящий от
свойств газа, р — абсолютное дав-
ление газа в критическом сечении
сопла, /Эфф — часть полной длины
дуги, где обеспечивается наиболее
интенсивное воздействие на дугу
газового потока, L — часть длины
дуги от сужения сопла вверх по по-
току до электрода 1 (рис. 3-9), т —
показатель степени, зависящий от
используемой модели (Майра
Касси), 1^щ^З/2.
Расчеты показывают, что
ключатели, предназначенные
установки в цепях с du^/dt> 1
0К<1 мкс. Это говорит о том, что вопрос о гашении дуги или
повторном ее зажигании решается в очень короткие проме-
жутки времени после перехода тока через нуль.
При сравнении дугогасительной способности воздуха и эле-
газа в одинаковых условиях значения коэффициента k для того-
и другого газа объясняют различия в дугогасительной способно-
сти элегаза и воздуха. Исследования дугогасительной способно-
сти этих газов при использовании одинаковых сопел и отклю-
чении одних и тех же токов показали, что в воздушных выклю-
чателях требуется давление газа, почти в четыре раза большее,
чем в элегазовых, чтобы обеспечить только половину скорости
нарастания восстанавливающегося напряжения при отключе-
нии неудаленного короткого замыкания, которую обеспечивают
элегазовые выключатели. Имея это в виду, можно сказать, что
Рис. 3-9. Газовый поток в соп-
ле дугогасительного устрой-
ства
1 — электрод, 2 — холодный газ,-
3 — сопло, 4 — граничный слой, 5 —
дуга
4*
99
элегаз обладает на порядок лучшей дугогасительной способно-
стью, чем воздух. Действительно, сравнение этих сред по фор-
муле (3-36) показывает превосходство элегаза в дугогаситель-
ной способности
/ЛнЛ /Рвозду'« = 2.4^= 11,4 раза.
\ Л /эл ( dt /возд\ Рэл /
Предполагается, что лучшая дугогасительная способность
элегаза связана с более высокой температурой ствола дуги.
Таким образом, получив экспериментальные сведения о темпе-
ратуре в стволе дуги, можно, по-видимому, получить необходи-
мые данные для целей проектирования дугогасительных уст-
ройств выключателей.
3-4. Влияние параметров дутьевых устройств
на отключающую способность аппарата
Горение дуги в дугогасительных устройствах газовых вы-
ключателей сопровождается течением холодного и горячего по-
токов газа, разделенных граничным слоем (рис. 3-9). Гашение
дуги в значительной мере определяется степенью воздействия
холодного газа на ствол дуги, электрической прочностью про-
межутка при истечении холодного газа, энергией, выделяющейся
в различных частях дугового промежутка, и т. д. Все эти фак-
торы существенно зависят от материала и конструктивного ис-
полнения дутьевых устройств газовых выключателей.
Параметры, характеризующие геометрию сопел, выполнен-
ных из изоляционных материалов, показаны на рис. 3-10. Как и
металлические сопла, сопла из изоляционного материала имеют
входную часть с полууглом раскрытия а, выходную часть с по-
лууглом раскрытия ф и горловину между ними с эффективным
сечением qc. Форма входной части сопла, конфигурация и по-
ложение электрода 1 должны обеспечить оптимальные условия
воздействия потока на дугу в горловине сопла и в выходной
е^о части. С точки зрения аэродинамики предпочтительной фор-
мой электрода 1 является коническая, изображенная на рис.
3 10 штриховой линией. Однако при такой форме контакта элек-
трическое поле будет неоднородным и будет поэтому способ-
ствовать электрическому пробою межконтактного промежутка.
Особенно сильно влияние неоднородности электрического поля
проявляется в элегазе. Исследования потока газа в условиях
надкритического истечения показали, что на электрической
прочности промежутка l=l\ + h между контактами 1 и 3 суще-
ственно сказывается положение контакта 1 относительно горло-
вины сопла. Так, при /=const электрическая прочность проме-
жутка сильно зависит от Ц. Увеличивая этот размер от значе-
ния /1=0, можно на 70—80% повысить электрическую прочность
промежутка при неизменной его длине.
100
Положение контакта 1 относительно горловины сопла ска-
зывается также и на скорости нарастания электрической проч-
ности промежутка после перехода тока через нуль. Так, при
увеличении длины верхней части дуги от электрода до горло-
вины сопла скорость нарастания электрической прочности сна-
чала возрастает, достигая максимума при некотором значении
отношения l\ld^ а затем уменьшается. Наличие этого макси-
мума объясняется следующим образом. С одной стороны, уве-
личение расстояния 1\ ведет к повышению электрической проч-
ности промежутка, но с другой, с увеличением верхнего уча-
стка дуги возрастает выделяющаяся
чего усиливается термодинамиче-
ский эффект, могущий привести
к закупорке сопла и, следовательно,
невозможности гашения дуги.
€ этой точки зрения лучшей дуго-
гасящей средой является та, в кото-
рой средний градиент напряжения
на дуге меньше.
На электрическую прочность
междуконтактного промежутка су-
щественно влияет неоднородность
потока. Возникновение в сопле
вихря приводит к понижению плот-
ности газа у оси сопла и, следова-
тельно, уменьшению электрической
прочности междуконтактного про-
межутка. В этом отношении турбу-
лентность отрицательно сказывается
в нем энергия, вследствие
Рис. 3-10. Геометрия сопла из
изоляционного материала
на дугогасительной спо-
собности. Но влияние турбулентности на дугогасительную спо-
собность до конца не изучено. Возможно, что она дает и поло-
жительный эффект хотя бы тем, что увеличивает теплопро-
водность.
На процесс гашения дуги существенно влияют также поло-
жение нижнего электрода и угол раскрытия сопла. При некото-
ром значении расстояния /2 условия гашения дуги наименее
благоприятны. При уменьшении этого расстояния от критиче-
ского значения или при увеличении дугогасительная способность
улучшается.
Исследование влияния полуугла раскрытия сопла <р на вос-
становление электрической прочности промежутка, проводив-
шееся при токах в несколько сот ампер, показали, что при углах
9°<ф<15° обеспечивается наибольшая скорость нарастания вос-
станавливающегося напряжения. При <р<9° и <р>15° условия
гашения дуги ухудшаются. Следует отметить, что в тех усло-
виях, когда расширение ствола дуги по мере движения газа
вниз по потоку превосходит расширение сопла; восстановление,
электрической прочности резко замедляется. Степень расшире-
Ю1
ния дуги зависит от выделяющейся в ней мощности. Следует
поэтому ожидать, что при больших токах оптимальный угол
раскрытия сопла может увеличиться. Однако при значительных
токах проявляется эффект сжатия дуги собственным магнит-
ным полем, что приводит к дополнительному ускорению газа,
текущего в дуговом стволе. Вследствие этого эффекта после
прохождения через дуговой промежуток токов порядка 1000 А
процесс восстановления электрической прочности идет быстрее.
Увеличение мгновенного значения отключаемого тока свя-
зано с ростом диаметра дуги. При больших токах дуга может
заполнить большую часть поперечного сечения сопла. Расход
газа уменьшается, падает дугогасительная способность. В пре-
деле дуга полностью заполняет сопло. Энергии выделяется
больше, чем ее может вынести поток газа. Происходит заку-
порка сопла, и дуга может выброситься в камеру со всеми не-
приятными последствиями.
Радиус дуги г (Г) (см. рис. 3-9) существенно зависит от энер-
гии, выделяющейся в части дуги, расположенной перед соплом.
В стадии от момента расхождения контактов до перехода тока
через нуль необходимо, чтобы дуга горела с минимальным вы-
делением энергии на участке ее длины перед соплом. Вслед-
ствие меньшей теплопроводности плазмы элегаза по сравнению
с воздухом при эквивалентной электропроводности от дуги, го-
рящей в элегазе, отводится меньшая энергия, идущая на на-
грев соприкасающихся с дугой слоев газа. Следствием этого
является меньшее падение напряжения в дуге и меньший ра-
диус г (Г). Поэтому в элегазовых выключателях при данном
значении отключаемого тока (и прочих равных условиях) можно
допустить большую величину междуконтактного промежутка и,
следовательно, значительно большее напряжение на один раз-
рыв или же при данной величине междуконтактного проме-
жутка и неизменном сечении сопла — больший ток отключения.
Термодинамический предел дугогасительной способности
следует понимать не как строгую границу, а как некоторую
зону, в которую не следует попадать. По мере приближения
амплитуды отключаемого тока к этой зоне рост восстанавли-
вающейся прочности после перехода тока через нуль посте-
пенно замедляется. Поэтому размер как изоляционного, так и
металлического сопла является одним из главнейших парамет-
ров дугогасительного устройства выключателя высокого напря-
жения.
Ориентировочное значение сечения дуги qR даст следующее
выражение:
= uRiy(pT) RT _1_ 3 3
а 2и3 (T)h(T) ₽н
ил1 = 1Ёд1д — мгновенное значение мощности, выделяющейся
в дуге; для элегаза средний градиент напряжения на дуге
102
£=1004-150 В/см£ /д — длина дуги; у(рТ)—коэффициент
диссоциации; va(T)—звуковая скорость газа; h(T)—энталь-
пия; рн — давление вытекающего из сопла газа (в зоне ниже
сопла); /? = 8,31 Дж/(моль-К)—газовая постоянная.
Для средней температуры Т= 15000 К выражение для сече-
ния дуги имеет вид
<7д=———. (3-38)
д з.гюзрн
откуда критическое значение тока, при котором сечение дуги
становится равным сечению сопла qc, равно
iK~3,2-103^. (3-39)
G
Критическое значение тока определяет дугогасительную спо-
собность устройства. Когда дуга полностью заполняет сопло,
то из него вытекает лишь сильно нагретый газ низкой плотно-
сти. Лишь после того, как ток станет меньше критической ве-
личины, вновь начинается истечение холодного газа и дости-
гается благоприятное для гашения дуги распределение темпе-
ратуры и плотности. Однако из-за инертности потока газа
после раскупорки сопла стационарное состояние восстанавли-
вается не сразу. Эту инерционность можно описать эксперимен-
тально определяемой постоянной времени газового потока т,
которая зависит от рода газа и конструкции сопла. Тогда от-
носительное изменение расхода холодного газа можно прибли-
женно выразить уравнением:
(AQC/QC)O = (1 -е-д"т) т/Д/, (3-40)
где М— время, в течение которого i<iK и, следовательно, имеет
место течение холодного газа.
Как видно из рис. 3-11, это время зависит от критического
тока /к, амплитуды Im и частоты отключаемого тока. Важно,
чтобы к моменту перехода тока через нуль дуга успела занять
положение, наиболее благоприятное с точки зрения ее гашения.
Для воздушных выключателей с давлением воздуха порядка
30-105 Па на квадратный сантиметр горловины сопла из тер-
модинамических соображений допустим отключаемый ток до
5 кА (действующее значение). Для элегазовых выключателей
это соотношение имеет место при давлении, в четыре раза
меньшем.
Шунтирующее сопротивление уменьшает скорость роста вос-
станавливающегося напряжения. Однако оптимальное решение
состоит в создании камеры, способной выдержать без резистора
максимальные возможные скорости роста восстанавливающегося
напряжения. Конструкция дугогасительного разрыва пблуча-
е-с/ оптимальной в том сл} чае, еСл? его размеры, опре. (елей-
ные по максимуму тока, совпадают с требованиями, предъяв-
ив
ляемыми уровнем восстанавливающегося напряжения и скоро-
стью его нарастания, если при этом удовлетворены требования
в отношении электрической прочности и нагрева. Оптимальные
конструкции выключателей на высшие классы напряжения по-
лучаются при наибольшем напряжении, приходящемся на
Рис. 3-II Время дутья А/
после выхода из закри-
тической области
разрыв.
Конструкции дугогасительных устройств с металлическими
соплами получили значительно большее
распространение. Как и в соплах из изо-
ляционного материала, оптимальное ус-
ловие гашения дуги обеспечивается в
соплах с полууглом ср расширения выход-
ной части от 9 до 15°. При средних клас-
сах напряжения могут оказаться доста-
точными контакты с односторонним ду-
тьем. Но в аппаратах на высшие классы
напряжения предпочтение отдается кон-
струкциям двустороннего дутья. Как вид-
но из рис. 3-12, установка второго сопла
против первого вместо сплошного кон-
такта (показанного на рисунке штрихо-
вой линией) может рассматриваться как
удвоение числа разрывов без добавления
двух сплошных электродов. Правда, в системе двустороннего
дутья появляется «мертвая», практически не обдуваемая зона.
Однако отрицательное ее влияние в значительной мере компен-
сируется отсутствием паров металла, поступающих в зону эф-
фективного воздействия на дугу в си-
стеме одностороннего дутья.
Дугогасительная способность ус-
тройства существенно повышается при
увеличении давления в сопле. При
прочих равных условиях последнее до-
стигается путем соответствующего вы-
бора размеров и положения дутьевого
клапана. Наилучший результат полу-
чается при использовании самих кон-
тактов в качестве клапана или же при
тактов.
Рис. 3-12. Устройство дву-
стороннего дутья
размещении его у кон-
3-5. Электромагнитное гашение дуги в элегазе
Гашение мощной дуги в аппаратах высокого напряжения воз-
можно лишь при интенсивном теплоотводе, который в высоко-
вольтных выключателях обеспечивается интенсивным дутьем.
Автором настоящей работы предложен способ гашения дуги,
перемещающейся под действием магнитного поля в неподвиж-
ном элегазе.
104
Теплоотвод от дуги существенно возрастает при быстром ее
перемещении силами магнитного поля в неподвижном газе.
Электромагнитное дутье в воздухе широко используется в ап-
паратах низкого напряжения. При замене воздуха элегазом
электромагнитный способ гашения дуги оказалось возможным
распространить и на область высоких напряжений.
Принципиальные схемы дугогасительных устройств с элек-
тромагнитным гашением дуги в элегазе показаны на рис. 3-13.
В них на каждую единицу длины дуги действует сила Fit воз-
никающая при взаимодействии тока дуги с нормальной к ее
стволу составляющей напряженности магнитного поля. Под дей-
Рис. 3-13. Принципиальные схемы устройств с электромагнитным гашением
дуги в элегазе: а — одна катушка, б — две встречно включенные катушки
1— путь тока при включенном положении аппарата, 2—путь тока в процессе отключе-
ния, 3 — главные контакты, 4 — дугогасительные контакты. 5 — катушка
ствием этой силы дуга перемещается по электродам со скоро-
стью, зависящей от различных параметров, и в частности кон-
структивных. Магнитное поле создается самим отключаемым
током при прохождении его по одной катушке (рис. 3-13, а)
или по двум встречно включенным катушкам (рис. 3-13, б).
Во включенном состоянии аппарата катушки шунтированы глав-
ными контактами, которые при отключении размыкаются пер-
выми.
Возникающая между подвижным и неподвижным контактами
дуга начинает двигаться не сразу, а лишь после того, как сила
Fi достигнет некоторого значения, ибо, чтобы сдвинуть дугу
с места первоначального ее образования, необходимо приложить
вполне определенную силу FMmi, которую можно вычислить
(в ньютонах) по формуле
F = IH-\0~6, (3-41)
исходя из следующих соображений.
Для гашения дуги с током до нескольких десятков ампер
достаточно весьма незначительной скорости дуги, причем необя-
зательно, чтобы ее опорные точки перемещались. Зная макси-
мальное значение тока, который надежно гаснет в элегазе при
105
неподвижных опорных точках дуги, для различных конкретных
условий экспериментально определяют значения напряженности
магнитного поля Нпт, при которых дуга, включая и ее опорные
точки, приходит в движение.
Для каждого конкретного конструктивного исполнения ду-
гогасительного устройства существует свое значение тока, кото-
рый надежно гаснет при указанных условиях. Например, в ка-
мере на 10 кВ при искусственно созданном резко неравномер-
ном поле надежно гаснет дуга с током до 80 А.
Необходимо, чтобы уже при этом токе и более высоких его
значениях дуга двигалась. Минимальное значение напряженно-
сти Ямин, при котором дуга с током 80 А придет в движение,
равно 90 А/см. Этот параметр является исходной величиной при
определении минимального числа витков катушки а>мин.
Для схемы рис. 3-13, а напряженность магнитного поля на
оси катушки известна:
Я = -^|С- t х + 112 ----—Х~Ч2... I (3-42>
2/ [У /?2+(х + //2)2 У Л2 + (х—//2)2 J
где I — длина катушки, х — расстояние точки, для которой оп-
ределяется напряженность Н, от середины катушки, R — радиус
катушки.
От числа витков катушки зависит напряженность магнит-
ного поля и, следовательно, скорость движения дуги ид, которая
является основным параметром, определяющим отключающую
способность дугогасительного устройства. Кроме числа витков,
на скорость дуги влияет давление газа и значение отключае-
мого тока. Поскольку скорость в течение полупериода меняется,
целесообразно говорить о максимальной скорости движения
дуги Цд. м.
Максимальное допустимое число витков катушки определя-
ется из условия надежного гашения дуги, возникающей при раз-
мыкании главных контактов, шунтирующих катушку. Это усло-
вие соблюдается при индуктивности катушки £<1СН Г.
Скорость дуги зависит не только от напряженности магнит-
ного поля, создаваемого катушкой, но и от конструктивного ис-
полнения контактов: разрезные или неразрезные; в случае не-
разрезного контакта скорость дуги зависит от соотношения
между активным и индуктивным сопротивлением его контура.
Под действием переменного магнитного потока в неразрез-
ных контактах, представляющих собой короткозамкнутые
кольца, возникает ток. Создаваемый этим током магнитный по-
ток накладывается на основное поле катушки, вследствие чего
максимум результирующего магнитного потока не совпадает
с амплитудным значением отключаемого тока, а кривые скоро-
сти смещены по отношению к кривым тока. Из-за потерь в кон-
тактах амплитуда результирующего магнитного поля снижае-
ется по сравнению с амплитудой основного поля катушки.
106
Для выключателей на 6—35 кВ междуконтактный промежу-
ток будет лежать в пределах 10—30 мм. В результате обработки
экспериментальных данных для средних значений указанного
промежутка была получена следующая эмпирическая зависи-
мость:
(3-43)
°Д-м
l,22-10V'»fe’-/^KJ1
р <
где kg — коэффициент, зависящий от геометрических парамет-
ров катушки, р — давление газа в камере выключателя.
Следует отметить, что, хотя при увеличении давления ско-
рость дуги и уменьшается, дугогасительная способность растет
вследствие повышения электрической прочности междуконтакт-
ного промежутка.
Теоретические и экспериментальные исследования показали,
что максимальное значение индукции магнитного поля в мо-
мент перехода тока через нуль и, следовательно, максимум ско-
рости при подходе тока к нулю получится тогда, когда индук-
тивное сопротивление кольцевого неразрезного контакта равно
его активному сопротивлению, т. е.
o)L = r. (3-44)
Такой характер изменения скорости благоприятным образом
сказывается на дугогасительной способности. Действительно,
при отключении тока с амплитудой 1265 А и прочих равных ус-
ловиях за 200 мкс перед переходом тока через нуль мгновенное
значение скорости при неразрезных контактах равно 67 м/с,
в то время как при разрезных оно оказалось всего лишь 14 м/с.
Эта разница в скорости перед переходом тока через нуль ска-
залась на подготовке промежутка к гашению дуги.
Лучшая подготовка промежутка к гашению дуги существен-
ным образом влияет на его поведение после перехода тока че-
рез нуль, что подтверждается рис. 3-14, на котором изображены
огибающие кривые начального роста восстанавливающейся
прочности. Этот рисунок наглядно показывает, что при электро-
магнитном гашении дуги в элегазе обеспечивается высокая ско-
рость нарастания электрической прочности, причем при нераз-
резных контактах скорость значительно выше, чем при раз-
резных.
Исследования характера нарастания электрической прочно-
сти междуконтактного промежутка после перехода тока через
нуль, выполненные при постоянном значении отключаемого
тока, равного 1250 А, и атмосферном давлении элегаза, пока-
зали, что скорость этого процесса зависит от величины проме-
жутка и числа витков катушки. При увеличении промежутка
скорость нарастания напряжения растет. Особенно сильно вли-
яние длины междуконтактного промежутка ощущается в на-
чальные моменты времени после перехода тока через нуль, что
107
Рис. 3-14. Области
начального роста
электрической проч-
ности междукон-
тактного проме-
жутка
1 — неразрезные кон-
такты. 2 — разрезные
контакты
очень важно при отключении неудаленных коротких замыка-
ний. Процесс нарастания электрической прочности при упомя-
нутых выше условиях описывается уравнением
«Пр = 1(3,75 4- 0,01w) 1g 6—0,5] г0-665-0-0035" (3.45)
где 6 — длина зазора, мм; t — время, мкс; w — число витков.
Установлено, что зазор свыше 30—40 мм нецелесообразен,
так как при возрастании его сверх указанного значения прира-
щение прочности для заданного значения t
становится несущественным.
Напряженность магнитного поля в центре
катушки зависит от ее длины и числа витков.
Однако эти параметры влияют на напряжен-
ность магнитного поля Н в противоположных
направлениях, вследствие чего при большом
w дальнейшее увеличение числа витков незна-
чительно сказывается на напряженности поля.
Соответственно этому замедляется и рост ско-
рости перемещения дуги, а следовательно, и
рост электрической прочности. Поэтому для
катушки следует брать провод прямоуголь-
ного сечения с намоткой на ребро, чтобы на
единице длины катушки расположилось боль-
шее число витков.
При неизменном числе витков скорость
возрастает с увеличением отключаемого тока
и при больших его значениях в несколько
раз превышает скорость звука в элегазе. С ростом скорости уве-
личивается теплоотвод от дуги. Однако улучшение условий га-
шения дуги в элегазовых выключателях с электромагнитным
гашением дуги кладет предел скорости рассеяния энергии из
области кольцевого междуконтактного промежутка. При боль-
ших отключаемых токах и, следовательно, высоких скоростях
перемещения дуги может произойти следующее: в данной точке
промежутка высокая проводимость еще не исчезла, а дуга воз-
вратилась вновь. В этих условиях гашение дуги становится не-
возможным. Для его обеспечения необходимо усилить отвод
энергии из промежутка.
Экспериментально установлено, что при электромагнитном
гашении дуги в воздухе ионизированное состояние промежутка
достигается уже при сравнительно небольших токах. В элегазе
же даже при сравнительно небольших размерах междуконтакт-
ного промежутка предела дугогасительной способности не
было обнаружено и при токе 13 кА. Кроме того, для расшире-
ния предела отключаемого тока можно применить вспомога-
тельную систему дутья, которая практически не отразится на
мощности привода, или же контактную систему большого диа-
метра.
108
Одно из преимуществ магнитного способа гашения дуги —
быстрое перемещение ее опорных точек по поверхности контак-
тов. Так как скорость движения дуги возрастает при увеличении
отключаемого тока, износ контактов при больших значениях
отключаемого тока незначителен, что очень важно для выклю-
чателей, предназначенных для частых срабатываний. По схеме
3-13, а созданы простые и надежные выключатели.
Конструкция дугогасительного устройства становится чрез-
вычайно простой, если магнитное поле создается встречно вклю-
Рис. 3-15. Кривые изменения индукции в между-
контактном пространстве выключателя нагрузки
ченными постоянными магнитами. Правда, в этом случае и
дугогасительная способность невысока, однако она вполне до-
статочна для отключения всех токов вплоть до номинального,
т. е. для создания выключателей нагрузки.
Движение дуги в выключателях нагрузки осуществляется си-
лой dF, действующей на элемент дуги dl, возникающей при
взаимодействии тока дуги I с радиальной составляющей маг-
нитного поля Вг, создаваемого встречно включенными посто-
янными магнитами. Принципиальная схема дугогасительного
устройства выключателя нагрузки с магнитным гашением дуги
в неподвижном элегазе показана на рис. 3-15. При данном рас-
стоянии S между торцами постоянных магнитов 1 радиальная
составляющая индукций магнитного поля Вг имеет максимум
109
при г, равном радиусу магнита. Оптимальные условия гашения
дуги обеспечиваются при горении ее в области максимальной
индукции магнитного поля В,т. Эти условия будут обеспечены,
если внутренний радиус трубчатых электродов 2 будет равен
внешнему радиусу постоянных магнитов. При выполнении этих
условий
dF = IBrmdl. (3-46)
Максимальное значение индукции Вт в пределах между-
контактного промежутка не остается постоянным. Кривые ВГт
для четырех различных расстояний S между торцами встречно
включенных постоянных магнитов 1 приведены на рис. 3-15.
Рисунок показывает, что по мере удаления от торцевой поверх-
ности одного из магнитов индукция Вт уменьшается, достигая
минимума при S/2. Вследствие того, что торцы контактов 2 вы-
ступают над поверхностями постоянных магнитов, на дугу воз-
действует лишь часть магнитного поля на участке АВ.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ЭЛЕГАЗОВЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
И ВЫКЛЮЧАТЕЛИ НАГРУЗКИ
4-1. Конструктивные схемы дугогасительных устройств
Значительно лучшая, чем у воздуха, дугогасительная спо-
собность элегаза позволяет отключать в нем в 70—100 раз
большую мощность при отсутствии дутья. Однако этот способ
гашения дуги неэффективен, так как даже в элегазе не удава-
лось отключать при высоких напряжениях значительные токи.
Это связано с обратными термохимическими процессами на
периферии ствола дуги и за ее пределами, при которых энергия,
затраченная на диссоциацию молекул, высвобождается вновь.
При малых токах выделившаяся в дуге энергия еще настолько
мала, что она полностью успевает отводиться от дуги естест-
венным образом. Но при больших значениях тока естественной
конвекции уже недостаточно для отвода выделяющегося в дуге
тепла. Обратные термохимические процессы происходят в не-
посредственной близости от ствола дуги, повышая ее темпера-
туру и диаметр ствола. Поэтому для гашения мощной дуги
в цепи высокого напряжения необходимо интенсифицировать
отвод тепла от дуги.
Наиболее распространенным способом усиления отвода тепла
от дуги в аппаратах высокого напряжения является дутье. При
дутье со звуковой скоростью постоянная времени дуги в элегазе
110
более чем на два порядка ниже, чем при его отсутствии. Из-
вестны следующие способы организации дутья: дутье из резер-
вуара высокого давления; дутье, возникающее при тепловом
расширении элегаза; дутье из-под поршня; возможно гашение
дуги, перемещающейся в неподвижном элегазе силами магнит-
ного поля; ограниченно применяется способ гашения дуги при
прос гом разведении контактов; принципиально возможно га-
шение дуги в жидком элегазе.
Во всех конструкциях элегазовых аппаратов предусмотрена
хорошая герметизация и работа по замкнутому циклу, что обес-
печивает определенные преимущества, заключающиеся в от-
сутствии выброса в атмосферу горячих газов и пламени, прак-
тическом отсутствии шума при отключениях, отсутствии конден-
сата на поверхности твердых изоляционных материалов и т. д.
Способ гашения дуги в потоке, возникающем при тепловом
расширении элегаза под действием вспомогательной дуги, был
использован в первом экспериментальном элегазовом выключа-
теле на напряжение 115 кВ и мощность отключения 1 ГВ-А,
который был построен фирмой «Вестингауз» в 1955 г. Дугогаси-
тельное устройство этого выключателя размещается в фарфо-
ровом изоляторе. Оно состоит из двух идентичных элементов,
один из которых показан на рис. 4-1.
Дуга, возникающая при отключении на контакте 4, нагре-
вает газ, находящийся в камере, вследствие чего давление по-
вышается. Под действием этого давления образуется дутье, ко-
торое при выходе контакта 2 из сопла 3 вызывает погасание
дуги в момент перехода тока через нуль.
Малые токи отключаются при простом разведении контак-
тов. Выключатель снабжен шунтирующим сопротивлением,
обеспечивающим равномерное распределение напряжения по
главным промежуткам. Вследствие этого предусмотрен изоли-
рующий промежуток, образованный контактом /, обладающий
повышенной электрической прочностью, который одновременно
способствует отключению емкостных токов без повторных про-
боев.
В патентной литературе предлагаются выключатели с одним
разрывом. Давление в камерах этих аппаратов вследствие теп-
лового расширения повышается в то время, пока подвижный
контакт закрывает отверстие сопла, выполненного из изоляци-
онного материала.
Элегазовый выключатель с дутьем из резервуара высокого
давления принципиально не отличается от воздушного выклю-
чателя, где гашение дуги происходит в потоке воздуха. Но в воз-
душном выключателе отработанный газ выбрасывается в ат-
мосферу, и его срабатывание сопровождается сильным звуко-
вым эффектом, который исключает установку этого аппарата
в густонаселенных районах. В элегазовых же выключателях от-
работанный газ поступает в резервуар низкого давления.
lit
Одна из конструкций дугогасительного устройства выключа-
теля с двумя системами давления показана на рис. 4-2. Оно
содержит резервуар высокого давления 7 с клапаном 6, глав-
ный неподвижный контакт 5, дугогасительный контакт 4, под-
вижный контакт 2 и сопло 3, изготовленное из фторопласта-4.
Дугогасительный электрод, несколько выступающий за пределы
главного контакта, во включенном состоянии аппарата входит
во внутреннюю полость трубчатого подвижного контакта 2. При
Рис. 4-1. Дугогаси-
тельное устройство
выключателя фирмы
«Вестингауз» на 115
кВ, 1000 МВ-А
А-А
отключении дуга быстро перебрасывается с главного контакта
на дугогасительный электрод 4. Последний, а также конец под-
вижного контакта снабжены накладками из дугостойкого мате-
риала.
При отключении с помощью изоляционной тяги 8 на короткое
время открывается клапан 6 и некоторое количество элегаза
из резервуара высокого давления поступает в дугогасительную
камеру и через сопло 3 и внутреннюю полость подвижного кон-
такта 2 перетекает в бак низкого давления. В последнем дав-
ление элегаза выбирается из условия обеспечения необходимой
электрической прочности. В соседнее дугогасительное устройство
элегаз подается по изоляционной трубе 1.
На рис. 4-3 приведена принципиальная схема выключателя
с двумя системами давления, который фирма «Мерлен Жерен»
применила в герметизированном распредустройстве. Выключа-
тель на 245 кВ содержит два идентичных дугогасительных уст-
112
роиства с одним промежутком, находящимся в системе высокого
давления.
Оба устройства объединены в единый дугогасительный ком-
плекс с общей системой контроля и управления. Этот комплекс
с помощью изоляторов 8 установлен на основании соосно с обо-
лочкой бака 2 низкого давления.
а)
Рис. 4-2. Дугогасительное устройство выключателя с двумя
системами давления: а — в положении «включено», б — в про-
цессе отключения
Неподвижный контакт 3 и подвижный контакт 5 размещены
в объеме высокого давления, металлические части которого
соединены между собой изоляционной трубой 4. Когда клапаны
В находятся в положении «Вкл.», давление элегаза с обеих
сторон поршня 6 уравновешено и подвижный контакт 5 силой
контактной пружины 7 прижат к неподвижному контакту 3.
Во включенном положении аппарата клапаны А также за-
крыты. При отключении клапаны В перебрасываются в поло-
жение «Откл.», давление на поршень 6 с одной стороны пони-
113
ройства с одним промежутком, находящимся в системе высокого
давления.
Оба устройства объединены в единый дугогасительный ком-
плекс с общей системой контроля и управления. Этот комплекс
с помощью изоляторов 8 установлен на основании соосно с обо-
лочкой бака 2 низкого давления.
Рис. 4-2. Дугогасительное устройство выключателя с двумя
системами давления: а — в положении «включено», б — в про-
цессе отключения
Неподвижный контакт 3 и подвижный контакт 5 размещены
в объеме высокого давления, металлические части которого
соединены между собой изоляционной трубой 4. Когда клапаны
В находятся в положении «Вкл.», давление элегаза с обеих
сторон поршня 6 уравновешено и подвижный контакт 5 силой
контактной пружины 7 прижат к неподвижному контакту 3.
Во включенном положении аппарата клапаны А также за-
крыты. При отключении клапаны В перебрасываются в поло-
жение «Откл.», давление на поршень 6 с одной стороны пони-
113
Рис. 4-3. Дугога-
сительное устрой-
ство с контактами
в системе высо-
кого давления
жается до значения давления в баке 2 и под действием разности
давлений подвижные контакты размыкаются. При этом на
время, необходимое для гашения дуги, открываются клапаны
А, и возникающая между контактами 3 и 5 дуга обдувается
двусторонним потоком элегаза, вытекающим через внутренние
полости контактов в резервуар 2. Поскольку в объеме 1 элегаз
находится под давлением 105 Па, для
обеспечения необходимой дугогасительной
способности и достаточной электрической
прочности необходим междуконтактный про-
межуток небольшой величины. При включении
аппарата клапаны В перебрасываются в поло-
жение «Вкл.», клапаны А остаются закры-
тыми.
Существуют и другие конструкции дугога-
сительных устройств с двумя системами дав-
лений, принципиально не отличающиеся от
первой. Они будут рассмотрены при описании
конструкций соответствующих выключателей.
Во многих конструкциях элегазовых вы-
ключателей и выключателей нагрузки приме-
няется дутье из-под поршня.
Аппараты, в которых гашение дуги проис-
ходит в потоке воздуха, созданном поршнем,
механически связанным с подвижным контак-
том, известны с давних пор. Однако вслед-
ствие того, что под поршнем удавалось полу-
чить сравнительно небольшие давления раз=
= (24-6) • 105 Па, а также из-за невысокой ду-
гогасительной способности воздуха область
применения автопневматических выключате-
лей ограничивается конструкциями на напря-
жения 6—20 кВ и на небольшие мощности от-
ключения. По существу, это выключатели на-
грузки.
Дугогасительная способность подобного
устройства резко возрастает при замене воздуха элегазом.
Сравнение гашения дуги в воздухе и в элегазе при дутье из-под
поршня при одной и той же энергии, затрачиваемой на отклю-
чение, производил французский исследователь Вигрек. Он пока-
зал, что в элегазе ток отключения в 10 раз больше, чем в воз-
духе. Если же учесть, что в опытах с элегазом и возвращаю-
щееся напряжение было почти на порядок выше, то мощность
отключения в элегазе при дутье из-под поршня почти в 100 раз
превышает таковую в воздухе. В настоящее время разработаны
элегазовые выключатели с указанным принципом гашения дуги
на высшие классы напряжения и очень большие мощности от-
ключения.
114
Разработаны и применяются разнообразные конструкции ду-
гогасительных устройств с дутьем из-под поршня.
На рис. 4-4 приведена конструктивная схема автопневмати-
ческого дугогасителя с подвижным металлическим цилиндром и
изоляционным соплом. Во включенном положении аппарата
подвижные главные контакты 4 плотно охватывают неподвиж-
ный трубчатый контакт 1. Ду-
гогасительный контакт 3 нахо-
дится во внутренней полости
трубы. При отключении под-
вижная система, содержащая
цилиндр 5, контакты 4 и 3 и
камеру 2, опускается вниз.
Объем между неподвижным
поршнем 6 и дном цилиндра 5
сокращается, и давление в
этой области повышается. Под
действием этого давления воз-
никает дутье, обеспечивающее
гашение дуги, возникающей
между контактами 3 и 1.
На рис. 4-5 приведена схе-
ма автопневматического дуго-
гасителя с подвижным изоля-
ционным цилиндром.
Неподвижные трубчатые
контакты 3 дугогасителя, ус-
тановленные строго на одной
оси, смонтированы на флан-
цах 1 и 9, которые механиче-
ски связаны между собой изо-
лятором 2. Свободные концы
контактов снабжены дугогаси-
Рис. 4-4. Автопневматическое дуго-
гасительное устройство с подвижным
металлическим цилиндром и изоляци-
онным соплом: а — в положении
«включено», б — в процессе отключе-
ния
тельными соплами, через ко-
торые при отключении происходит истечение элегаза. Необхо-
димый для гашения дуги поток элегаза создается в процессе
отключения подвижным цилиндром с днищем из изоляцион-
ного материала 4, с которым при помощи обоймы 6 жестко
связан подвижный контакт 5 с подпружиненными контактными
пальцами. На рисунке подвижная система показана в двух по-
ложениях: в положении «включено» (выше оси устройства) и
в положении «отключено» (ниже оси).
Во включенном положении аппарата неподвижные контакты
3 перемыкаются подвижным контактом 5. При отключении под-
вижная система, содержащая цилиндр 4 и контакты 5, переме-
щается вправо. В объеме между цилиндром 4 и неподвижным
поршнем 8 возникает повышенное давление. Начальное давле-
ние в камере, уровень утечек, скорость подвижной системы и
115
объем сжатия выбираются таким образом, чтобы к моменту
размыкания контактов и, следовательно, возникновению дутья
в камере имелся объем сжатого элегаза, достаточный для обес-
печения надежного гашения дуги при заданном токе отклю-
чения. Дуга при размыкании контактов возникает между гра-
фитовым наконечником 7 и элементом контакта 5. И, по-
скольку в процессе гашения дуги ее опорные точки находятся
на графитовых наконечниках 7, твердых пылевидных продук-
тов (фторидов металлов) не образуется. Возникающее в не-
больших количествах газообразное соединение CF4 не изменяет
Рис. 4-5. Автопневматический дугогаситель с подвижным изоляционным
цилиндром
изоляционных и дугогасительных свойств элегаза. Время су-
ществования дуги в зависимости от момента ее возникновения
колеблется в пределах от 5 до 15 мс. В положении «отклю-
чено» между контактами 3 и 7 образуется чисто газовый про-
межуток.
В патентной литературе приводятся конструкции выключа-
телей с гашением дуги в жидком элегазе. На рис. 4-6 приведена
одна из предложенных конструкций дугогасительного устрой-
ства. Гашение дуги в нем происходит почти так же, как и в мас-
ляном выключателе.
Дугогасительное устройство заключено в металлический ре-
зервуар 3, по торцам которого установлены вводы 1. На одном
из вводов может быть смонтирован трансформатор тока 2.
При отключении сначала размыкаются контакты 10 и 7 и
образуется вспомогательная дуга 9, которая разлагает некото-
рое количество элегаза, вследствие чего в камере 6 к моменту
образования главной дуги 5 создается высокое давление. Под
действием этого давления, а также давления, возникающего при
разложении элегаза дугой 5, горящей между контактами 7 и 4,
из камеры 6 происходит интенсивное истечение газовой смеси
116
обеспечивающей гашение дуги 5 при переходе тока через нуль.
Отработанный газообразный элегаз сжижается, а продукты раз-
ложения (сера и фтор) рекомбинируют, образуя исходный про-
дукт — элегаз. В другой конструкции камеры дугу предлагается
гасить струей жидкого элегаза, причем 197 см3 жидкого эле-
газа достаточно для гашения дуги с
током 50 кА.
Отмечается, что выключатели с
жидким элегазом могут иметь отклю-
чающую способность, в несколько раз
большую, чем с газообразным элега-
зом. В настоящее время таких выклю-
чателей еще не существует, но сле-
дует ожидать появление публикаций
об их конструктивном исполнении.
На рис. 4-7 и 4-8 показано конст-
руктивное исполнение дугогаситель-
ных устройств с магнитным гашением
дуги в неподвижном элегазе.
В первом из описываемых уст-
ройств встречно включенные катуш-
ки создают нормальную дуге состав-
ляющую магнитного поля, которая
заставляет вращаться дугу так, что ее
опорные точки, перемещаясь по элек-
тродам, описывают круговые траек-
тории.
Катушки обтекаются током только
в процессе отключения, что позволяет
принимать небольшое сечение про-
вода. Во включенном состоянии аппа-
рата катушки зашунтированы, при-
чем шунтирование и последовательное
их соединение при отключении аппа-
рата осуществляется посредством пе-
реключающего устройства, состоящего
из розеточных контактов 1 и 14, по-
движного и неподвижного контактов
переменного диаметра 2 и 15 и корпу-
сов 5 и 13. В этом состоянии аппарата
неподвижный контакт 2 отжат по-
движным контактом 9 вверх и его
расширенная часть входит в контакт/;
Рис. 4-6. Устройство с га-
шением дуги в жидком эле-
газе
одновременно расширение нижней части подвижного контакта
15 входит в контакт 14. Путь тока, таким образом, будет сле-
дующим: контакт 2, контакт /, корпус 5, контакт 6, контакт 9,
контакт 8, корпус 13, контакт 14, нижняя часть подвижного кон-
гакта 15. При отключении аппарата расширения контактов 2
117
Рис. 4-7. Дугогасительное устройство с двумя встречно
включенными катушками
118
Рис. 4-7. Дугогасительное устройство с двумя встречно
включенными катушками
118
Рис. 4-8. Фаза элегазового выключателя с одной катушкой
1 — ввод, 2 — главные контакты, 3 — изолированный вал подвижных контактов, 4 — корпус, 5 — катушка, 6 — под-
вижные дугогасительные контакты, 7 — неподвижные дугогасительные контакты, в— цилиндр изоляционный, 9,
JO — рычаги, 11 — сильфон, 12 — распорка, 13 — крышка
4И
и 15 выходят из контактов 1 и 14 и между ними возникают
дуги. Поскольку эти дуги шунтированы катушками 4 и 10 с ма-
тым значением полного сопротивления, они гаснут, и ток начи-
нает протекать через контакты 3 и 12 и далее по встречно
включенным катушкам, которые создают поле, необходимое для
гашения дуги отключения. Последняя под действием радиаль-
ной составляющей этого поля перемещается по наконечнику 7
и торцу трубчатого контакта 9 и гаснет при первом же переходе
тока через нуль, как только контакты разойдутся на достаточ-
ное расстояние. Встроенные внутрь полых контактов сердеч-
ники из магнитно-мягкого материала усиливают магнитное поле.
Следует отметить, что гашению дуги на главных контактах
1, 2 и 14, 15 способствует то, что они находятся в области, где
•еще действует магнитное поле, созданное соответствующей ка-
тушкой при протекании ответвившегося в нее тока. Под дейст-
вием этого все возрастающего поля увеличивается напряжение
на дуге, вследствие чего облегчается переход тока в катушку
и гашение шунтированной дуги.
В устройстве на рис. 4-8 необходимое для гашения дуги
аксиальное магнитное поле создается одной катушкой, которая
во включенном состоянии аппарата шунтирована главными кон-
тактами. При отключении они размыкаются первыми. Поворот-
ные дугогасительные контакты имеют форму вытянутого эл-
липса, вследствие чего во включенном состоянии обеспечен
надежный контакт, а в отключенном — междуконтактный про-
межуток необходимой величины. Число дугогасительных кон-
тактов зависит от класса напряжения, однако при четном их
числе конструкция аппарата из-за отсутствия гибких связей
упрощается.
Дугогасительное устройство заключено в металлический кор-
пус, который с торца закрыт крышкой. На крышке смонтиро-
ваны проходные изоляторы, на которых с внутренней стороны
укреплены главные неподвижные контакты. Подвижные глав-
ные и дугогасительные контакты установлены на изолирован-
ном или изоляционном валу. Управление подвижными контак-
тами может быть осуществлено либо через сильфон, либо по-
средством рычага, укрепленного на конце выведенного через
заднюю стенку вала.
Рассмотренная конструкция выключателя удобна для при-
менения в комплектных и герметизированных РУ и может обе-
спечивать минимальные их габариты. Перспективной представ-
ляется комбинация этого устройства с реактором. В этом случае
необходимость в катушке отпадает, так как магнитное поле соз-
дается реактором.
Дугогасительное устройство с двумя катушками наилучшим
образом подходит и для выключателя 35—110 кВ ограниченной
мощности — простого и сравнительно дешевого аппарата с про-
стым маломощным приводом.
120
4-2. Выключатели с двумя системами давления
Первые элегазовые выключатели с дутьем из резервуара
высокого давления в резервуар низкого давления были выпу-
щены фирмой «Вестингауз» в 1959 г. В последующие годы эти
выключатели по лицензии США стала выпускать бельгийская
фирма «Асек Шарлеруа». Общий вид выключателя показан на
рис. 4-9. Он состоит из трех заземленных, горизонтально распо-
Рис. 4-9. Общий вид выключателей с горизонтально распо-
ложенными баками, установленных на подстанции
ложенных цилиндрических баков, установленных параллельно1
друг другу, и шкафа управления, в котором размещены эле-
менты контроля над элегазом в системе высокого и низкого дав-
ления и система управления выключателем. Разрез фазы вы-
ключателя на 150 кВ, 10 ГВ-А и номинальный ток 2000 А
фирмы «Асек» показан на рис. 4-10.
Дугогасительное устройство этого выключателя распола-
гается по оси бака и крепится к нижним концам вводов, распо-
ложенных у его торцев. Устройство с тремя дугогасительными
разрывами изображено на рис. 4-11. Оно содержит основной
бак высокого давления с клапаном и механизмом открытия кла-
пана, последовательно включенные контактные узлы с устройст-
вами для подвода элегаза и отключающую пружину. Все эти
элементы укреплены на изоляционных рейках, проходящих по
всей длине дугогасительного устройства. Число последовательно-
включенных разрывов, содержащихся в дугогасительном уст-
12»
ройстве, зависит от класса напряжения выключателя. Равно-
мерное распределение по разрывам обеспечивается конденса-
торами, установленными сбоку от них.
Рис. 4-10. Разрез фазы выключателя на 150 кВ, 10 ГВ "А
1 — зажим, 2 — уплотнение, 3 — токопровод ввода. 4 — изолятор, 5 — емкостный
целитель напряжения, 6 — трансформаторы тока, 7 — электростатические экраны.
8 — отключающие пружины, 9 — крышка бака низкого давления, 10 — пневмопри-
вод, 11 — основной резервуар высокого давления, 12 — подвижный контакт, /3 —
неподвижный дугогасительный контакт, 14 — поглотитель, 15 — управляющий изо-
ляционный стержень, 16 — клапан, 17 — резервуар высокого давления, 18 — не-
подвижный главный контакт, 19 — сопло фторопластовое, 20 — газопровод высо
кого давления, 21 — бак низкого давления, 22 — пружины ввода
Главные неподвижные контакты 3 (рис. 4-12) выполнены
в виде трубы с продольными разрезами,'изготовленной из бе-
риллиевой бронзы. Последняя обладает достаточно высокой
электропроводностью и хорошей упругостью. При включении
подвижный контакт 1 входит в неподвижный, отжимая контакт-
122
ные пальцы, упругость которых обеспечивает необходимую ве-
личину контактного нажатия. Переход тока с подвижного кон-
такта на корпус и далее на неподвижный контакт соседнего раз-
Рис. 4-11. Дугогасительное устройство с тремя
разрывами
/ — бак высокого давления, 2—изоляционная труба, 3 —
изоляционная рейка, 4 — отключающая пружина, 5 —
дугогаснтельное устройство, 6 — управляющий изоляци-
онный стержень, 7 — изоляционная труба, 8— управляю-
щий рычаг
рыва обеспечивается скользящими контактами. Все поверхно-
сти главных контактов, через которые протекает ток, посереб-
рены.
Рис. 4-12. Детали дугогасительной камеры после
проведения серии испытаний на отключающую
способность
/ — подвижный контакт, 2 — дугогасительный электрод,
3 — неподвижный контакт, 4 — сопло из фторопласта
При подаче команды на отключение отключающая пружина
приводит в движение подвижные контакты и одновременно от-
крывает на короткое время клапан основного бака высокого
давления. Отсюда элегаз по изоляционным трубам поступает
в дугогасительные камеры и через боковые отверстия подвиж-
125
ного контакта выходит в бак низкого давления. В конце про-
цесса отключения механизм освобождает дутьевой клапан и он
под действием своей пружины закрывается. Движение извне
внутрь бака, необходимое для управления механизмом контак-
тов и клапаном, передается посредством вращающегося вала,
уплотненного фторопластовыми кольцами V-образной формы.
Всесторонние испытания этих уплотнений показали очень вы-
сокую износоустойчивость и пригодность для работы в широком
диапазоне температур.
Подвижные системы всех трех фаз связаны между собой и
с механизмом управления тягами. Такое соединение обеспечи-
вает синхронную работу всех полюсов выключателя. Включе-
ние и завод отключающих пружин производится пневматиче-
ским приводом, установленным в шкафу управления.
Для наилучшего использования газообразной изоляции ме-
таллические элементы дугогасительного устройства снабжены
электростатическими экранами, которые обеспечивают практи-
чески однородное электрическое поле между заземленным ба-
ком и элементами, находящимися под высоким напряжением.
Благодаря этому при избыточном давлении 2-Ю5 Па и неболь-
ших изоляционных расстояниях экран—бак обеспечивается не-
обходимая электрическая прочность при испытаниях как на-
пряжением промышленной частоты, так и импульсным. При
снижении давления до атмосферного изоляция выдерживает
двойное фазное напряжение.
Горизонтальное расположение баков позволило сократить
общую высоту выключателя и обеспечило возможность пере-
возки полностью собранных и испытанных на заводе-изготови-
теле полюсон, а также удобство обслуживания. Размеры баков
и аппарата в целом зависят от класса напряжения выключа-
теля. Длина бака выключателя на 220 кВ равна 4,2 м, а высота
аппарата (от фундамента до конца ввода)—5,1 м. Крышки-
дверцы, расположенные на торцах бака, обеспечивают доступ
к дугогасительному устройству, которое легко извлекается. Для
этого через весь бак прокладывают алюминиевые рельсы, по
которым оно выкатывается наружу. Все работы при ревизии
ведутся непосредственно с земли. Перед ревизией элегаз, нахо-
дящийся в баке низкого давления, перекачивается в резервуар
высокого давления, после чего открываются дверцы и в случае
необходимости внутренность бака проветривается сжатым воз-
духом. Бак выполнен в соответствии с требованиями эксплуата-
ции резервуаров под давлением. Он рассчитан на давление
Риз=7,7-105 Па и испытан давлением 12-105 Па. Сварные швы
проверяются не только на механическую прочность, но и на
герметичность с помощью течеискателя. Между баком и крыш-
ками установлены двухрядные кольцевые уплотнения, надеж-
ность работы которых в процессе эксплуатации легко прове-
ряется галоидным течеискателем. Вводы, примененные в этом
124
выключателе, имеют более простую конструкцию, чем конден-
саторные. Каждый из них состоит из трубчатого токопровода,
промежуточного фланца, к которому крепятся два изолятора
(верхний — наружной установки и внутренний), и пружины,
обеспечивающей необходимое для создания надежных уплотне-
ний между фарфором и металлом усилие, практически не зави-
сящее от температурных изменений длины токопровода. Внут-
ренняя полость между токопроводом и изолятором сообщается
с полостью бака. Однако во избежание загрязнения продуктами,
образующимися под действием дуги, газ, прежде чем попасть
из бака во ввод, проходит очищающий фильтр, встроенный
внутрь токопровода.
Проходные трансформаторы тока, заключенные в металли-
ческий каркас, крепятся на фланцах втулок вводов. В нижней
части ввода расположен металлический цилиндр 5 (см. рис.
4-10), находящийся под потенциалом и соединенный с выход-
ным зажимом. Это нижнее плечо емкостного делителя напря-
жения; снимаемое с него напряжение после усиления может
быть использовано для питания обычных реле.
Ревизия существенно облегчается тем, что в состав элегаза
не входит углерод, который, как это имеет место в масляных
выключателях, выделяется в свободном виде и оседает на по-
верхности металлических и изоляционных деталей.
После 36—43 отключений полной мощности состояние кон-
тактов оставалось вполне удовлетворительным. Выключатели
подвергались различным испытаниям на отключение предель-
ных токов короткого замыкания, неудаленных коротких
замыканий, neiiai руженных линий и трансформаторов. Макси-
мальный отключаемый ток равнялся 69 кА. Динамическая устой-
чивость проверялась при ударном токе iy=110 кА. Четырехсе-
кундный ток термической устойчивости равнялся 51 кА (дейст-
вующее значение). При испытаниях на нагрев номинальным то-
ком /н=2000 А превышение температуры токопровода составило
40° С при давлении элегаза рИз=2-105 Па. При уменьшении дав-
ления элегаза на каждые 0,5-105 Па температура токопровода
увеличивается на 2—3°С.
Интересные результаты получены при испытаниях на отклю-
чение неудаленных коротких замыканий. Одной камерой отклю-
чались токи: 16 кА — при длине линии 1200 м, 25 кА — при
длине линии 500 м, 33 кА — при длине линии 200 м. Наиболь-
шая скорость восстановления напряжения достигала 4900 В/мкс.
В другой серии опытов наибольшая частота собственных коле-
баний достигала 60 кГц, а скорость восстановления напряжения
4500 В/мкс. Испытания показали высокую от ключающую спо-
собность выключателя и практическую ее независимость от соб-
ственной частоты сети и способность аппарата отключать не-
удаленные короткие замыкания без применения специальных
мер. Длительность горения дуги составляла 0,15—0,75 периода.
125
выключателе, имеют более простую конструкцию, чем конден-
саторные. Каждый из них состоит из трубчатого токопровода,
промежуточного фланца, к которому крепятся два изолятора
(верхний — наружной установки и внутренний), и пружины,
обеспечивающей необходимое для создания надежных уплотне-
ний между фарфором и металлом усилие, практически не зави-
сящее от температурных изменений длины токопровода. Внут-
ренняя полость между токопроводом и изолятором сообщается
с полостью бака. Однако во избежание загрязнения продуктами,
образующимися под действием дуги, газ, прежде чем попасть
из бака во ввод, проходит очищающий фильтр, встроенный
внутрь токопровода.
Проходные трансформаторы тока, заключенные в металли-
ческий каркас, крепятся на фланцах втулок вводов. В нижней
части ввода расположен металлический цилиндр 5 (см. рис.
4-10), находящийся под потенциалом и соединенный с выход-
ным зажимом. Это нижнее плечо емкостного делителя напря-
жения; снимаемое с него напряжение после усиления может
быть использовано для питания обычных реле.
Ревизия существенно облегчается тем, что в состав элегаза
не входит углерод, который, как это имеет место в масляных
выключателях, выделяется в свободном виде и оседает на по-
верхности металлических и изоляционных деталей.
После 36—43 отключений полной мощности состояние кон-
тактов оставалось вполне удовлетворительным. Выключатели
подвергались различным испытаниям на отключение предель-
ных токов короткого замыкания, нёудаленных коротких
замыканий, непагруженных линий и трансформаторов. Макси-
мальный отключаемый ток равнялся 69 кА. Динамическая устой-
чивость проверялась при ударном токе ty= 110 кА. Четырехсе-
кундный ток термической устойчивости равнялся 51 кА (дейст-
вующее значение). При испытаниях на нагрев номинальным то-
ком 7н=2000 А превышение температуры токопровода составило
40° С при давлении элегаза рИз=2-105 Па. При уменьшении дав-
ления элегаза на каждые 0,5-105 Па температура токопровода
увеличивается на 2—3°С.
Интересные результаты получены при испытаниях на отклю-
чение неудаленных коротких замыканий. Одной камерой отклю-
чались токи: 16 кА — при длине линии 1200 м, 25 кА — при
длине линии 500 м, 33 кА — при длине линии 200 м. Наиболь-
шая скорость восстановления напряжения достигала 4900 В/мкс.
В другой серии опытов наибольшая частота собственных коле-
баний достигала 60 кГц, а скорость восстановления напряжения
1500 В/мкс. Испытания показали высокую отключающую спо-
собность выключателя и практическую ее независимость от соб-
ственной частоты сети и способност ь аппарата отключать не-
удаленные короткие замыкания без применения специальных
мер. Длительность горения дуги составляла 0,15—0.75 периода.
125
Выключатель имеет сравнительно небольшие габариты, прак-
тически бесшумен в работе, не имеет выброса пламени и газов.
Масса трехполюсного комплекта выключателя на 120 кВ равна
7500 кг, на 220 кВ—12000 кг. Для сравнения отметим, что
масса масляных выключателей на напряжение 220 кВ колеб-
лется от 55000 до 100 000 кг, причем почти половина ее прихо-
дится на масло.
Несколько позже фирмой «Вестингауз» были разработаны
элегазовые баковые выключатели, которым присущи многие
конструктивные элементы, характерные для масляных баковых
выключателей, и которые, как известно, имеют существенный
недостаток: размеры баков и вводов различны для разных клас-
сов напряжения аппаратов, что вызывает серьезные осложне-
ния в их производстве. Более удобны в производстве аппараты,
комплектуемые из стандартных дугогасительных элементов —
модулей.
К 1965 г. фирма «Вестингауз» разработала серию элегазо-
вых выключателей на напряжения 345, 500 и 700 кВ, основой
которой является модуль, изображенный на рис. 4-13. Модуль
состоит из металлического бака с двумя вводами по торцам,
описываемыми ниже.
С внутренней стороны на вводах укреплены неподвижные
контакты и сопротивления со своими контактными системами.
Подвижные контакты и дугогасительные камеры смонтированы
на вращающейся полой траверсе, установленной на дутьевом
клапане резервуара высокого давления.
Включение аппарата осуществляется приводом, усилие от
которого к траверсе передается через управляющую изоляцион-
ную тягу. При повороте траверсы в процессе включения одно-
временно заводятся отключающие пружины. Во включенном по-
ложении механизм удерживается защелкой привода. Цепь при
включении выключателя сначала замыкается через шунтирую-
щие сопротивления, а затем через промежуток времени, при-
мерно равный одному полупериоду, замыкаются главные кон-
такты. Такой способ включения предотвращает возникновение
опасных перенапряжений при подключении длинных ненагру-
женных линий электропередач. В процессе отключения сопро-
тивления участия не принимают. Достигается это следующим
образом. При отключении контакты сопротивления движутся
вслед за главными контактами под действием пружин, заводи-
мых при включении. Характеристики этих пружин выбираются
такими, что скорость движения контактов сопротивлений зна-
чительно ниже скорости движения главных контактов. Поэтому
к моменту размыкания главных контактов сопротивления ока-
зываются отключенными от них.
После освобождения защелки привода траверса поворачи-
вается на отключение под действием предварительно взведен-
ных отключающих пружин. Под действием этих же пружин на
126
Рис. 4-13. Дугогасительный модуль выключателя фирмы «Вестингауз»
/ — неподвижные контакты, 2 — дутьевой клапан, 3 — траверса, 4 — бак низкого давления, 5 — конденсатор, 6 —
подвижные контакты в отключенном положении, 7 — ввод, 8 — клапан в закрытом положении, 9 — клапан в откры-
том положении, 10 — дугогасительная камера, // — подвижные контакты, 12 — поток элегаза, 13 — седло клапана,
14 — промежуточный бак высокого давления, 15 — капельница для спуска конденсата, 16 — изоляционная труба, 17 —
тяга изоляционная. 18 — сопротивление, 19 — отключающая пружина, 20 — дугоприемный электрод
время отключения открывается дутьевой клапан и из резервуара
высокого давления поток газа через полые траверсы поступает
в дугогасительные камеры и гасит дугу, возникающую при раз-
мыкании контактов. Из камер газ выходит в бак модуля. После
срабатывания выключателя компрессор перекачивает элегаз из
системы низкого давления в систему высокого давления, номи-
нальное давление которой раб=17-105 Па. Конденсат, образовав-
шийся при низких температурах в верхнем резервуаре высокого
давления, по специальной капельнице на оси изоляционной
трубки высокого давления стекает в нижний резервуар. Выклю-
чатель в соответствии с нормами США предназначен для ра-
боты при температурах до —30° С. При этой температуре на
обогрев выключателя 500 кВ потребляется мощность 10,5 кВт,
а для выключателя 345 кВ — мощность 7 кВт. Проверена воз-
можность работы аппаратов и при значительно более низких
температурах.
Полюс выключателя на 345 кВ состоит из двух последова-
тельно соединенных модулей, на 500 кВ — из трех и на 700 кВ —
из четырех модулей. Выключатель на 500 кВ показан на рис.
4-14. Все модули фазы монтируются на опорных изоляционных
колонках, установленных, в свою очередь, на сварной раме по-
люса. В нижней части рамы располагается пневматический при-
вод, связанный посредством системы рычагов со всеми изоля-
ционными управляющими штангами фазы. Штанги проходят
через внутренние полости опорных изоляторов. Через эти же
полости проходят толстостенная изоляционная трубка для по-
дачи газа в резервуар высокого давления и четыре соединитель-
ных стержня с пружинами, стягивающие изоляторы опорной
колонки и уплотняющие прокладки.
Опорные колонки аппаратов на напряжение 500 кВ и выше
усилены двумя дополнительными изоляционными растяжками и
выдерживают скорость ветра до 80 м/с и толчки землетрясения
до 0,6 g.
Внутренние полости опорных колонок сообщаются с внут-
ренними объемами баков модуля и заполнены элегазом при дав-
лении 3,15-105 Па. Поскольку минимальным допустимым давле-
нием в этой системе является 2,1-IO5 Па, все опыты по опреде-
лению электрической прочности проводились при этом давлении.
Испытания показали, что необходимая электрическая прочность
промежутков между разомкнутыми контактами модуля и между
токоведущими элементами и баком обеспечивается с запасом.
В случае же снижения давления до атмосферного изоляционные
промежутки выдерживают двойное рабочее напряжение.
Распределение напряжения по разрывам фазы осуществля-
ется керамическими конденсаторами, размещенными в баке мо-
дуля.
Используемые в выключателях вводы отличаются от обыч-
ных. Конструкция ввода показана на рис. 4-15. Он содержит на-
128
ружный и внутренний изоляторы с металлическим фланцем
между ними и крышками по торцам. Все эти элементы стянуты
токопроводом. Компенсация температурного изменения его
длины и, следовательно, стабильность нажатий на уплотнитель-
ные прокладки обеспечивается пружинами, находящимися во
внутреннем экране 2. Крышка на конце внешнего изолятора вы-
полнена в виде экрана 1. Применение наружных экранов 1 и
внутренних экранов 2 позволило снизить напряженность элект->
Рис. 4-14. Выключатель на 500 кВ
рического поля в воздухе, вследствие чего корона не возникает
при наибольшем фазном напряжении. Внутренняя полость изо-
лятора сообщается с баком модуля через очищающий фильтр.
Для повышения разрядного напряжения горизонтальных вво-
дов при их загрязнении и увлажнении применен специальный
профиль, состоящий из основного ребра 3 и промежуточного 4..
Основное ребро имеет развитую часть в виде обода с желобком
на наружной поверхности, по которому стекает основное коли-
чество влаги, попавшей на обод. При стекании влаги по боко-
вым поверхностям обода капли отрываются и под действием
электрического поля перемещаются к промежуточному ребру,
вследствие чего примерно 46% длины пути утечки защищено
от влаги. Отношение длины пути утечки к длине изолятора
равно 2,8.
Полное время отключения снижено до двух периодов. Это
достигнуто за счет применения поляризованного отключающего
5 А. И. Полтев
129
электромагнита удерживающего типа и облегченных передаточ-
ных звеньев механизма отключения.
При испытаниях на механическую износоустойчивость вы-
ключателя 500 кВ на одном из его полюсов было произведено
более 2000 операций включения-отключения, на другом — около
200<\ без ремонта или замены деталей.
При испытаниях на нагрев номинальным током 3000 А пре-
вышение температуры контактных частей составляло 65° С. Тер-
мохимическая стойкость элегаза и отсутствие кислорода позво-
Рис. 4-15. Ввод выключателя
ляло допускать более высокие температуры нагрева, чем в вы-
ключателях других типов. Однако необходимо иметь в виду, что
при повышенных температурах необходим тщательный выбор
материалов для газовых уплотнений и изоляционных деталей.
Проверялась работа выключателя при температурах до минус
65° С.
Отключения зарядных токов ненагруженных линий и кабе-
лей в пределах 20—1150 А происходили без повторных пробоев.
При отключении намагничивающих токов ненагруженных тран-
сформаторов коэффициент перенапряжения не превышал 1,85.
Опыты проводились с одним разрывом при токах 8,5 — 28,5 А.
Способность выключателя производить отключения в проти-
вофазе проверялась при отключении одним разрывом тока
12 000 А. Эквивалентное напряжение во многих опытах вдвое
превышало нормально приходящееся на полюс. Коэффициент
превышения амплитуды достигал 1,63. Скорость восстановления
130
напряжения на разрыве лежала в пределах 1430—1900 В/мкс,
что соответствует эквивалентной скорости восстановления на-
пряжения на полюсе выключателя 500 кВ 10 500 В/мкс. Время
отключения при этих весьма жестких условиях оставалось в га-
рантированных пределах.
Отключающая способность при наибольшем токе короткого
замыкания проверялась на одном разрыве. Отключаемый ток
был равен 40—44 кА, напряжение 44 кВ и скорость нарастания
восстанавливающегося напряжения 2,12 кВ/мкс. Время горения
дуги изменялось в пределах 0,37 — 0,95 периода. Способность
отключения неудаленных коротких замыканий проверялась при
токах 32—38,5 кА. Скорость нарастания напряжения на одном
разрыве составляла 1,15—1,40 кВ/мкс со стороны системы и
1,35—1,65 кВ/мкс со стороны лаборатории. Эквивалентная ско-
рость нарастания восстанавливающегося напряжения на по-
люсе выключателя в 4—5 раз была выше, чем на одном раз-
рыве. Время горения дуги изменялось в пределах 0,3—0,95 пе-
риода.
При напряжениях до 400 кВ слышимой или видимой короны
в полностью затемненной лаборатории не было обнаружено.
Видимая корона возникала на экранирующем кольце опор-
ной колонки при напряжениях выше 665 кВ, что более чем
в два раза превышает максимальное рабочее напряжение. При
напряжении до 400 кВ уровень радиопомех не превышал
100 мкВ.
Начиная с 1964 г. в системах США находилось в эксплуата-
ции более 100 выключателей на 500 кВ и 70 выключателей на
345 кВ. Накопленный в течение ряда лет эксплуатации этих
выключателей опыт позволил произвести модернизацию — су-
щественное упрощение конструкций аппаратов на 500 и 700 кВ
с сохранением неизменной мощности отключения.
Модернизированные выключатели имеют .меньшее количе-
ство модулей: в выключателях на 500 кВ содержится два мо-
дуля на фазу, в выключателях на 700 кВ — три. Применение
опорных изоляторов большего диаметра и увеличение растяги-
вающих усилий в изоляционных стержнях, расположенных
внутри опорных колонок, позволило отказаться от растяжек.
Отсутствие растяжек привело к некоторому выравниванию гра-
диента на землю и упрощению экрана на вершине колонки.
Фаза выключателя на 700 кВ показана на рис. 4-16. Необходи-
мое увеличение мощности отключения и электрической проч-
ности междуконтактного промежутка обеспечивается примене-
нием контактов больших размеров и лучшей конфигурации,
увеличением расстояния между контактами и повышением
в полтора раза минимального допустимого давления (в системе
низкого давления). При уменьшении давления до атмосферного
выключатель в отключенном положении выдерживает половину
основного уровня импульсной прочности.
5*
131
При напряжениях 500 кВ и выше уровень изоляции часто
определяется перенапряжениями, возникающими при подклю-
чении длинных ненагруженных линий электропередачи. Ог-
раничение этих перенапряжений возможно тремя способами:
посредством управляемого включения, применением много-
ступенчатого предвключаемого резистора или же, наконец,
комбинированным способом.
Ограничение уровня перенапряжения 1,5-кратной величиной
возможно в том случае, если каждый полюс выключателя будет
Рис. 4-16. Фаза выключателя на 700 кВ
включаться в «нуль» напряжения на контактах с разбросом не
более ±1,0 мс. При отклонениях момента включения в преде-
лах ±1,5 мс кратность перенапряжения возрастает до 1,7, а при
отклонениях ±2 мс — до 2. Столь жесткие допуски и необхо-
димость измерения потенциала как на стороне источника, так
и на стороне линии делают этот способ в настоящее время не-
реальным.
Применение одноступенчатого резистора, включаемого в цепь
примерно за 6 мс до замыкания главных контактов, снижает
коммутационные перенапряжения до 2-кратных. Двухступенча-
тые предвключаемые резисторы позволяют ограничить перена-
пряжения кратностью 1,7. При включении выключателя сначала
замыкается первый вспомогательный контакт. При этом линия
подключается через сопротивление /?i+/?2=300+1200= 1500 Ом.
После соответствующего интервала времени замыкается второй
вспомогательный контакт, шунтирующий сопротивление /?2=
= 1200 Ом и оставляющий включенным в цепь сопротивление
7?i = 3OO Ом. Для обеспечения кратности перенапряжения 1,7
132
4-17.
Элемент модуля выключателя
Рис.
с двухступенчатым предвключаемым рези-
стором
в американских сетях необходимо, чтобы минимальное время
включения сопротивления 1500 Ом составляло 10 мс, сопротив-
ления 300 Ом — 8 мс, а максимальное время включения полюса
не превышало 4 мс.
Конструкция элемента модуля с двухступенчатым предвклю-
чаемым резистором показана на рис. 4-17. При включении вы-
ключателя выступающий контакт 3 на траверсе соприкасается
(положение Л) с контактом 5 резистора 6, включая высокоомное
сопротивление 7?=1500 Ом. При последующем вращательном
движении траверсы 4 контакт 5 резистора поворачивается, сжи-
мая пружину, и прибли-
зительно через 15 мс шун-
тирует секцию 1200 Ом
резистора (положение Б).
Приблизительно через
8 мс замыкаются глав-
ные контакты и закора-
чивают низкоомную сек-
цию резистора. В начале
процесса отключения вы-
ключателя ускорение кон-
такта 5 резистора, сооб-
щаемое ему пружиной,
мало по сравнению с ус-
корением траверсы с по-
движным контактом и
контактом 3. Поэтому
контакты 3 и 5 размыка-
ются раньше главных
контактов 1 и 2 и, следовательно, резистор 6 в процессе отклю-
чения не принимает участия.
Для систем ультравысокого напряжения может потребо-
ваться еще большее ограничение уровня перенапряжения, на-
пример до кратности 1,5. Столь низкий уровень перенапряжения
может быть достигнут либо с помощью трехступенчатого рези-
стора, либо комбинированным способом: применением двухсту-
пенчатого резистора в сочетании с управлением моментом вклю-
чения. Введение третьей ступени резистора существенно услож-
няет конструкцию модуля. Поэтому предпочтительным является
комбинированный способ ограничения перенапряжений. Для
достижения 1,5-кратного уровня перенапряжения необходимо,
чтобы замыкание главных контактов происходило в пределах
±2,5 мс по отношению к нулю напряжения на секции резистора
с сопротивлением 300 Ом. Считается, что для современных пнев-
матических и гидравлических приводов это вполне приемлемый
допуск.
Управляемое включение выполняется в элегазовом выклю-
чателе с помощью схемы, которая использует для выдачи
133
чения выключателя.
Рис. 4-18. Схематический разрез фазы
выключателя типа SFV
импульса при каждом проходе напряжения через нулевое значе-
ние сигнал в системе низкого напряжения, находящийся в фазе
с напряжением на шинах. Этот импульс является командой на
коммутацию и одновременно блокирует внешний сигнал на
включение. Сигнал, управляющий подачей команды на комму-
тацию, вводится в элемент с регулируемым временем замедле-
ния, который подает питание в катушку электромагнита вклю-
замедления регулируется таким
образом, чтобы обеспечить за-
мыкание главных контактов в
желаемый момент времени,
принимая во внимание время
включения выключателя и учи-
тывая смещение по фазе меж-
ду моментами перехода через
нулевое значение напряжений
на шинах и на 300-омном со-
противлении. Подобной схемой
оборудуется каждый полюс
выключателя. Статистические
методы показывают, что при
частоте 60 Гц отклонение, не
превышающее 2,5 мс, обеспе-
чивается в 98% случаев, если
разброс времени включения
будет происходить со средне-
квадратичным отклонением,
не превышающим 25°.
В выключателях фирмы
«Вестингауз» типа SFV кон-
такты расположены в системе
высокого давления. Эта серия
включает аппараты от 115 кВ, 5 ГВ-А до 345 кВ, 25 ГВ-А. Схе-
матический разрез фазы выключателя на 138 кВ, 10 ГВ-А пока-
зан на рис. 4-18. В этом аппарате содержится лишь одно дуго-
гасительное устройство, расположенное в правом фарфоровом
изоляторе 3. В выключателях на более высокие классы напря-
жения дугогасительные устройства расположены в обоих изоля-
торах. Замыкание и размыкание контактов 4 осуществляется
поршнем, расположенным в верхней части дугогасительного
устройства и приводимым в движение сжатым элегазом. Уп-
равление подачей газа осуществляется с помощью изоляцион-
ного стержня. На механизме управления 2 дугогасительной ка-
меры расположен указатель 1 положения контакта 4.
При расхождении контактов образуется необходимое для га-
шения дуги дутье элегаза из дугогасительной камеры, где дав-
ление равно 15,5-10® Па, в резервуар 6, расположенный под ос-
нованием выключателя, с первоначальным давлением элегаза,
134
лишь незначительно отличающимся от атмосферного. После сра-
батывания выключателя компрессор перекачивает элегаз из ре-
зервуара 6 обратно в камеру 3. Токопровод, соединяющий не-
подвижный контакт с вводом (или неподвижным контактом ле-
вой камеры), закрыт металлической U-образной заземленной
оболочкой 5. Изоляцией между оболочкой и токопроводом слу-
жит элегаз системы высокого давления. Сжатый элегаз системы
высокого давления в этом выключателе является не только ду-
гогасительной и изоляционной средой. Он в то же время явля-
Рис. 4-19. Внешний вид и основные размеры выключателя Н912
/ — резервуар высокого давления, 2— опорная изоляционная колонка, 3 — пневмати-
ческий привод, 4 — резервуары для сжатого воздуха и элегаза
ется источником энергии, необходимой для управления подвиж-
ными контактами.
В начале 60-х годов фирма «Сименс» стала выпускать эле-
газовые выключатели с двумя ступенями давления серии Н,
а затем и серии F. Они имеют практически одинаковую компо-
новку и отличаются характером дутья и конструкцией привода.
Внешний вид выключателя Н912 показан на рис. 4-18, а кон-
струкция модуля серии F — на рис. 4-20.
Все три полюса выключателя установлены на общем осно-
вании-тележке. Полюс состоит из опорной колонки, собранной
из полых фарфоровых изоляторов, на которой установлена го-
ловка выключателя с промежуточным резервуаром высокого
давления. К головке прикреплены горизонтально расположенные
дугогасительные камеры и конденсаторы для выравнивания
распределения напряжения по разрывам.
Система высокого давления содержит промежуточный резер-
вуар, расположенный в непосредственной близости к дугога-
сительным разрывам, и соединенный с ним основной резервуар,
135
Рис. 4-20. Дугогасительный модуль выключателя серии F
/ — неподвижный контакт. 2 — подвижный контакт. 3—бак высокого давления. 4 — дутьевой клапан, 5 — корпус , 6 —
фарфоровая покрышка. 7 — шунтирующий конденсатор, 8 — отключающая пружина, 9~ тяга изоляционная
установленный на тележке выключателя. Соединение резервуа-
ров прямое, без каких-либо промежуточных клапанов. Давле-
ние в этой системе рИз=19-105 Па. Полая головка и внутрен-
ние полости дугогасительных камер и опорных изоляторов от-
носятся к системе низкого давления, в которой элегаз сжат до
Рпз=2,7-105 па.
В выключателях обеих серий применена механическая си-
стема связи привода с подвижными контактами и дутьевым
клапаном.
Момент открытия дутьевого клапана и движение подвижных
контактов согласованы между собой так, что необходимое для
гашения дуги давление в зоне контактов появляется к моменту
их размыкания. После размыкания и выхода подвижного кон-
такта из экрана поток газа, поступающий в зону горения дуги
в радиальном направлении, выходит через полые контакты
в зоны низкого давления. Схема дутья в выключателе серии Н
приведена на рис. 4-21. Дутье получается настолько интенсив-
ным, что дуга гаснет при первом же переходе тока через нуль.
По окончании процесса отключения клапан закрывается.
Существенным элементом дугогасительного устройства се-
рии Н являются залитые эпоксидной смолой кольцевые экраны,
окружающие неподвижный и подвижный контакты. Они соз-
дают однородное электрическое поле, обеспечивающее высокую
электрическую прочность междуконтактного промежутка. Масса,
которой залиты экраны, имеет высокую электрическую проч-
ность и химическую стойкость. Ее температурный коэффициент
линейного расширения такой же, что и у металлического эк-
рана. Литые детали имеют такую форму, что обеспечивается
оптимальная конфигурация потока элегаза и защита изоляци-
онных стенок дугогасительного разрыва от теплового воздей-
ствия дуги.
Поскольку выключатель Н912 предназначался не только
для внутреннего рынка ФРГ, но и для внешнего, при его ис-
пытании учитывались как национальные нормы, так и между-
народные.
На рис. 4-22 приведена конструкция камеры серии F, в ко-
торой гашение дуги происходит в продольном потоке элегаза,
вытекающего из дугостойкого изоляционного сопла 9 через
внутреннюю полость подвижного контакта 12 и далее в объем
низкого давления.
Подвижный контакт на рисунке показан в двух положениях:
в положении «отключено» (выше оси камеры) и в положении
«включено» (ниже оси). В этом устройстве в междуконтактном
промежутке нет «мертвой зоны» — практически не обдуваемого
потоком элегаза участка дуги, имеющегося в системе двусторон-
него дутья с радиально образующимися потоками. Благодаря
этому существенно улучшилась отключающая способность дуго-
гасительного устройства.
137
В выключателях серии F применен гидравлический привод
одностороннего действия. Аппарат с двухразрывным полюсом
имеет трехфазную систему управления, в аппаратах с четырьмя-
шестью разрывами на полюс осуществлено пофазное управле-
Рис. 4-21. Схема дутья в выключателе серии Н
1 — дутьевое устройство, 2 — резервуар высокого давления,
3 — клапан, 4 — подвижный контакт
Рис. 4-22, Конструкция дугогасительной камеры серии F
/ — крышка, 2 — фланец, 3 — фарфоровый изолятор, 4 — изоляционный цилиндр, 5 — ос-
нование неподвижного контакта, 6 — дугогасительная камера, 7 — главный неподвижный
контакт, 8 — дугогасительный электрод, 9 — дугогасительное изоляционное сопло, /0 —
газопровод, 11 — скользящий контакт, 12 — подвижный контакт. 13 — корпус подвижного
контакта, 14 — тяга
ние. Отключающие пружины, как и в аппаратах серии Н, нахо-
дятся на высоком потенциале и поэтому тяга работает только
на растяжение.
На рис. 4-23 показана конструктивная схема выключателя
для герметизированных распредустройств с двумя системами
давления. В корпусе 1 содержится элегаз при давлении около
3-105 Па, обеспечивающий необходимую изоляцию на корпус.
При подаче команды на отключение элегаз из системы высо-
138
2
3
4
Рис. 4-23. Выключатель с двумя ступенями давления для ГРУ
кого давления 3 поступает под поршень 5 и последний начи-
нает перемещаться вправо. При этом открываются клапаны 2
и элегаз высокого давления поступает в дугогасительные ка-
меры 10. Под действием высокого давления подвижные кон-
такты перемещаются влево, возникающая дуга обдувается и
гасится двусторонним потоком элегаза, вытекающим в резер-
вуар 1 через внутренние полости подвижного и неподвижного
контактов. К моменту погасания дуги на контактах дугогаси-
тельных камер под поршнем 7 образуется достаточное давле-
ние элегаза, поступающего из системы высокого давления по
трубке 4, и контакты отделителя 9 приходят в движение. После
размыкания контактов отделителя прекращается подача эле-
газа под поршень 5 и клапаны 2 закрываются. Под действием
собственных пружин контакты дугогасительных камер замыка-
ются. Необходимая электрическая прочность разомкнутого вы-
ключателя обеспечивается отделителем, снабженным указате-
лем положения 6.
Дугогасительное устройство выключателя на 500 кВ содер-
жит четыре разрыва. Для выравнивания распределения напря-
жения по разрывам выключателя применены шунтирующие со-
противления, работающие как при отключении, так и при вклю-
чении. Благодаря этому перенапряжения при включении не
превышают 2-кратной величины. Окончательное размыкание
цепи осуществляется отделителем, который при этом гасит ма-
ломощную дугу. Замыкание цепи при включении выключателя
осуществляется отделителем.
Износ контактов выключателя незначителен. Фирма гаран-
тирует отключение полного тока короткого замыкания до 40 раз.
Не требуется ревизии выключателя при суммарном токе отклю-
чения до 2000 кА. Другие элементы герметизированных рас-
предустройств подсоединяются с помощью разъемов 8.
В этом выключателе элегаз системы высокого давления яв-
ляется источником энергии, необходимой для выполнения опе-
раций включения и отключения.
4-3. Выключатели с дутьем из-под поршня
Автопневм этический принцип гашения дуги в элегазовых
выключателях используется очень широко. Различными фир-
мами созданы аппараты на напряжения 7,2—765 кВ, разнооб-
разные по конструктивному исполнению, параметрам и назна-
чению.
На рис. 4-24 показан взрывобезопасный шахтный выключа-
тель фирмы «Делль» на напряжение 7,2 кВ, номинальный ток
400 А и мощность отключения 150 МВ-А. Для сокращения га-
баритов и удобства установки в шахтах все три полюса этого
аппарата помещены в общий металлический кожух 3, имею-
щий форму параллелепипеда. Внутри кожуха на литых проход-
140
Рис. 4-24. Взрывобезопасный шахтный
выключатель фирмы «Делль»
ных изоляторах 2 смонтированы дугогасительные камеры 1.
Выключатель управляется пружинным приводом 5, который
расположен с наружной стороны кожуха. Вал 4, связывающий
привод с механизмом выключателя, проходит через заднюю
стенку. Уплотнением служит вращающийся гидравлический
затвор.
Внутренняя полость кожуха заполнена элегазом при рИз=
= 3,5-105 Па. Газ выпол-
няет функции как изоли-
рующей, так и дугогаси-
тельной среды. Герметич-
ность обеспечивается про-
кладками из синтетического
каучука. Если же в про-
цессе эксплуатации слу-
чайно возникнут микро-
утечки и давление в кожухе
будет понижаться, то пре-
дусмотренное на этот слу-
чай реле минимального дав-
ления вызовет срабатыва-
ние выключателя раньше,
чем давление понизится до
опасного уровня.
Следует, однако, отме-
тить, что даже при рИз=
= 105 Па выключатель со-
храняет еще половину своей
номинальной отключающей
способности.
При испытаниях этого
выключателя время горения
дуги не превышало 0,014 с.
Малая длительность горе-
ния дуги обеспечивает хорошие эксплуатационные качества вы-
ключателя. После 30 отключений полного тока короткого за-
мыкания не было отмечено уменьшения дугогасительной спо-
собности аппарата, при этом износ контактов был незначи-
тельным.
Однополюсный выключатель той же самой фирмы на напря-
жение 25 кВ, номинальный ток 400 А, мощность 200 МВ-А,
предназначенный для установки на электровозах, снабжен ав-
топневм этическим дугогасительным устройством с подвижным
изоляционным соплом, которое расположено внутри металли-
ческого герметического цилиндра, заполненного элегазом при
риз=3-105 Па. Подвод тока к дугогасительной камере осущест-
вляется посредством герметических вводов. Механизмы управ-
ления и реле расположены под плитой, посредством которой
141
выключатель монтируется на крыше электровоза. Аппарат
снабжен быстродействующим отключением. Время отключения
при коротком замыкании, включая и время действия защиты,
составляет 0,03—0,04 с.
Особенно благоприятной характеристикой выключателя яв-
ляется бесшумность работы и отсутствие внешних эффектов
при отключениях, что особенно важно в условиях, когда име-
ется большое скопление людей вблизи места установки вы-
ключателя.
Выключатель для малогабаритных комплектных распреде-
лительных устройств фирмы «Делль» на напряжение 23 кВ, но-
минальный ток 400 А и мощность отключения 250 МВ-А поз-
воляет сократить ширину ячейки КРУ до 350 мм. Он состоит
из герметического цилиндрического бака, заполненного элега-
зом при риз=3,5-105 Па, внутри которого смонтированы все три
полюса, расположенные треугольником. Гашение дуги осуще-
ствляется автопневм этическим устройством с металлическим
соплом. Аппарат позволяет осуществлять циклы быстродейст-
вующего повторного включения, поскольку, как было указано
в гл. 1, восстановление элегаза после прекращения действия
дуги происходит практически мгновенно. Выключатель снаб-
жен пружинным приводом. Длительность горения дуги не пре-
вышает 0,015 с.
Полюс автопневматического элегазового выключателя, раз-
работанного в ВЭИ имени В. И. Ленина для герметизирован-
ного распредустройства, представляет собой герметичный ме-
таллический заземленный бак, внутри которого размещено
дугогасительное устройство. Выключатель на 110 кВ, номиналь-
ный ток 1250 А и ток отключения 40 кА содержит один раз-
рыв; конструктивная схема выключателя изображена на рис. 4-4.
Минимальное допустимое давление элегаза в баке 3,5- 1СР Па.
Дугогасительное устройство крепится внутри бака на изоля-
ционных брусьях из пластика на эпоксидной основе. Его под-
вижная часть связана со штоком поршня привода с помощью
изоляционных тяг. Металлический шток вводится внутрь бака
через скользящее герметизирующее уплотнение. На боковой по-
верхности бака расположены проходные изоляторы, с помощью
которых токопровод изолируется от заземленного бака выклю-
чателя.
Итальянская фирма «Магрини» разработала серию выклю-
чателей, в основу построения которой положена дугогаситель-
ная камера с одним разрывом — модулем типа МНМ. Прин-
цип действия этой камеры показан на рис. 4-4, конструктивное
исполнение — на рис. 4-25. Дугогасительное устройство разме-
щено в фарфоровом изоляторе 8, который герметично закрыт
фланцем с плоским карманом 18 и колпаком 3. Внутри фарфо-
рового изолятора расположен изоляционный цилиндр 7, меха-
нически разгружающий изолятор 8.
142
Неподвижный трубчатый контакт 9 укреплен на верхнем
фланце с зажимом 6. Неподвижный поршень 14 укреплен на
нижнем герметизирующем фланце. Подвижная система, содер-
жащая сопло 10, главный контакт 12 и дугогасительный 11,
цилиндр 13 и токоведущий стер-
жень 15, управляется изоляцион-
ной тягой 19. Переход тока с ниж-
него промежуточного фланца с за-
жимом 16 на стержень 15 осущест-
вляется с помощью розеточного
контакта 17. Даже при наиболее
тяжелых условиях проведения опы-
тов на отключающую способность
длительность горения дуги не пре-
вышала трех полупериодов про-
мышленной частоты; при этом дав-
ление в камере из-за нагревания
элегаза возрастало незначительно.
Но и в случае длительного горения
дуги опасного повышения давления
в камере не произойдет, так как
пружины 4, создающие необходи-
мое для надежной герметизации
нажатие на двухрядные уплотни-
тельные кольца 5, являются одно-
временно элементами предохрани-
тельного устройства, которое сбра-
сывает газ из камеры при достиже-
нии в ней определенного давления.
Регулировка нажатия пружин осу-
ществляется через люк колпака 3.
К крышке люка 1 крепится контей-
нер 2 с поглотителем. Последний
обеспечивает необходимую степень
сухости элегаза и поглощает низ-
шие фториды по мере их появления
при горении дуги.
Посредством штуцера 20 с об-
ратным клапаном внутренние объ-
емы камер объединяются в единый
газовый объем, контролируемый
специальным устройством И (рис.
4-26), которое находится на потен-
Рис. 4-25. Дугогасительная
камера выключателя типа
МНМ
циале земли и соединено с указан-
ным объемом полым изолятором 12. Камеры / установлены на
цилиндрическом коробе 4, причем крайние камеры фазы аппа-
рата на 420 кВ изолированы от него опорными изоляторами
3. Внутренние их полости, через которые проходят управляю-
143
щие изоляционные тяги, заполнены маслом. Равномерное рас-
пределение напряжения по разрывам обеспечивается шунти-
рующими конденсаторами 2.
В коробе 4, который изолирован от заземленного поднож-
ника 8 на соответствующий класс напряжения изоляторами 6,
размещен механизм управления подвижными частями камер и
включающие пружины 13, заводимые при отключении.
Рис. 4-26. Полюс выключателя МНМ на 420 кВ,
20 ГВ-А
Жесткая механическая связь обеспечивает одновременность
размыкания контактов фазы с разбросом, не превышающим
3 мс. Разброс в срабатывании контактов всех трех фаз не пре-
вышает 5 мс. Операция отключения осуществляется электро-
пневматическим приводом 9, для которого предусмотрены ре-
зервуар 10 с запасом сжатого воздуха на четыре операции
отключения и компрессор с небольшой производительностью.
Привод 9 связан с механизмом управления тягой, проходящей
внутри изолятора 7.
144
Вследствие термодинамического эффекта при горении дуги
с большим током отключения давление в подвижном цилиндре
5 (см. рис. 4-4) и, следовательно, противодействующая сила су-
щественно возрастают с увеличением отключаемого тока. Но,
поскольку автоматически возрастает и давление на поршень
пневмопривода, последний легко преодолевает эти, изменяю-
щиеся в широком диапазоне, противодействующие силы. Воз-
растание же давления ведет к усилению интенсивности дутья
при переходе тока через нуль, которая, таким образом, зависит
от отключаемого тока. Выключатели на высшие классы напря-
жения снабжены экранными кольцами 5.
Следует отметить, что элегазовые выключатели серии МНМ
внешне очень мало отличаются от маломасляных выключате-
лей серии МТМ. Выключатели обеих серий имеют одинаковую
компоновку, один и тот же механизм управления, привод, од-
нако полюс маломасляного выключателя содержит в два.раза
большее число камер, отличающихся только средой и конструк-
цией дугогасительного устройства.
На рис. 4-27 показан общий вид выключателя типа 3AS2
фирмы «Сименс» на 245/300 кВ, 2000 А, с током отключения
40 кА. В нем применено дугогасительное устройство, изобра-
женное на рис. 4-5. Так как выключатели на напряжения
245/300 кВ имеют всего два разрыва на полюс, то все три
полюса установлены на одной раме 8. Обе камеры 1 каждого
полюса зашунтированы конденсаторами 4 и объединяются
в двухразрывный модуль металлическим соединительным коро-
бом 2, с помощью которого модуль крепится на опорной изоля-
ционной колонке из полых изоляторов 5. Под каждой колонкой
размещается гидравлический привод 7, что обеспечивает воз-
можность осуществления как однополюсных, так и трехполюс-
ных операций. Привод с помощью изоляционной тяги 6, про-
ходящей внутри колонки, связан с рычагами 3, перемещаю-
щими подвижные детали дугогасительных устройств полюса.
Внутренние полости камер, соединительного короба и ко-
лонки составляют единый объем, заполненный элегазом до из-
быточного давления 6- 105 Па. Соответствующая геометрическая
форма сопел и их большие торцевые поверхности из дугостой-
ких материалов обеспечивают сохранность изоляционных ха-
рактеристик промежутка между соплами даже после большого
числа отключений. Контактная система выполняется на 2000
и 3150 А. Предусмотрена возможность выполнения и на боль-
шие номинальные токи.
Выключатели на более высокие классы напряжения с че-
тырьмя и шестью разрывами на полюс имеют пополюсное ис-
полнение: каждый полюс монтируется на своем основании и
управляется своим гидравлическим приводом, который через
систему тяг и рычагов связан со всеми изоляционными тягами
данного полюса. Все многоразрывные выключатели могут быть
145
снабжены предвключаемыми резисторами. Дугогасительный мо-
дуль и предвключаемые резисторы образуют единый блок, уп-
равляемый общим механизмом. Подвижные части модуля через
систему рычагов соединяются с механизмом предвключаемых
резисторов. Кинематические связи обеспечивают точный интер-
вал времени между выключением резисторов и шунтированием
их контактами разрывов выключателя.
Модификация выключателя на 245/300 кВ для герметизи-
рованного распредустройства показана на рис. 4-28. Оба дуго-
гасительных разрыва вместе с шунтирующими их конденса-
торами 3 и механизмом подвижных контактов 7 объединены
в один дугогасительный блок, установленный на опорном изо-
ляторе 4 внутри сварного стального корпуса 1. По краям этот
блок механически поддерживается коническими изоляторами 2,
посредством которых обеспечивается герметизация внутреннего
146
объема выключателя. Электрическое соединение выключателя
с другими элементами ГРУ осуществляется втычными контак-
тами, которые одновременно обеспечивают температурную и
иную компенсацию длины токопровода. Каждый полюс выклю-
чателя снабжен гидравлическим приводом 6, который смонти-
3400
Рис. 4-28. Полюс элегазового выключателя на 245/300 кВ, 2000 А
и ток отключения 40 кА для герметизированного распредустройства
рован под опорным изолятором вне корпуса выключателя. Пор-
шень привода через герметически уплотненный шток и изоля-
ционную тягу 5, проходящую внутри опорного изолятора 4,
связан с механизмом подвижных частей дугогасительных раз-
рывов. Поскольку все изоляционные детали выключателя рас-
положены внутри корпуса, заполненного сжатым элегазом, раз-
меры их могут быть значительно меньше, чем для обычных
выключателей открытой установки. Для создания однородного
поля между частями, находящимися под высоким напряжением,
п заземленным баком используются экраны.
Выключатели на более высокие классы напряжения с
четырьмя, шестью и более разрывами на полюс содержат
соответствующее число двухразрывных блоков, каждый
147
из которых установлен на своем опорном изоляторе. Все блоки
смонтированы в общем корпусе. Многоразрывные выключатели
в случае необходимости могут иметь предвключаемые резисторы.
Управление выключателем осуществляется гидравлическим
приводом дифференциального типа двустороннего действия.
Меньшая площадь поршня, используемая для отключения, по-
стоянно находится под высоким давлением. При включении от-
крывается клапан и высокое давление подается на большую
площадь дифференциального поршня. При закрытии клапана
давление с большей площади поршня сбрасывается и под дей-
ствием давления на меньшую площадь происходит отключение.
В двухпериодных выключателях с синхронизированным ду-
тьем, разработанных фирмой «Хитахи», дутье организуется
лишь тогда, когда контакты разойдутся на оптимальное с точки
зрения гашения дуги расстояние и когда давление в дутьевом
цилиндре достигнет уровня, обеспечивающего эффективное ду-
тье. И лишь когда эти условия выполнены, начинается двусто-
роннее дутье. В результате значительно увеличена отключаю-
щая способность и снижена длительность горения дуги до 1,1 пе-
риода. Принцип работы такой камеры показан на рис. 4-29.
Подвижная система выключателя при отключении пере-
мещается пневмоприводом. Включение осуществляется пружи-
ной, заводимой при отключении. Собственное время выключа-
теля, т. е. время от момента подачи команды на отключение до
момента достижения в дутьевом цилиндре оптимального давле-
ния, составляет 15 мс (т. е. 0,9 периода). Механические харак-
теристики выключателя не изменились после проведения 10 000
операций включение-отключение. Выключатели на напряжения
240 и 300 кВ с двумя разрывами на полюс с током отключения
50 кА изготавливаются на номинальные токи 2000, 4000 и
8000 А. Дугогасительное устройство полюса размещено в гори-
зонтально расположенном баке, по концам которого установ-
лены вводы. Давление элегаза в баке и вводах принято рав-
ным 5-105 Па. При удалении вводов конструкция может быть
использована в качестве выключателя элегазового герметизи-
рованного распредустройства.
Из приведенного выше обзора конструкций выключателей
с дутьем из-под поршня видно, что для совершения операции
отключения необходим мощный привод. В нижеописанных кон-
струкциях автопневмэтических выключателей мощность при-
вода значительно снижена за счет использования электромаг-
нитной силы, создаваемой самим отключаемым током. Выклю-
чатель для малогабаритных комплектных распределительных
устройств фирмы «Вестингауз» предназначен для установки в се-
тях с напряжением 23—34,5 кВ.
Аппарат устроен следующим образом. На стальной раме
с катками установлены три цилиндрических бака с вводами и
механизм управления. Внутри баков смонтированы дугогаси-
148
тельные камеры с дутьем из-под поршня, устройство которых
показано на рис. 4-30.
Управление работой поршня в этом аппарате комбинирован-
ное и производится от предварительно заведенной пружины и
от электромагнитной силы, возникающей при протекании от-
ключаемого тока по катушкам 4, 10 и 7. Катушки 4 и 10 жестко
связаны с подвижной системой (токоведущей трубой 5, поршнем,
подвижным токопроводом 6
и 12), а катушка 7 — с не-
подвижной (цилиндром 13,
неподвижными главными
контактами 8 и скользя-
щими контактами 11).
Принцип действия дугога-
сительного устройства ста-
новится понятным при со-
вместном рассмотрении
рис. 4-30 и 4-31, где пока-
зана схема прохождения
тока при замкнутом поло-
жении аппарата и в про-
цессе отключения.
Во включенном положе-
нии ток из левого ввода /
через контакты 3 поступает
в подвижный трубчатый то-
копровод 5 и далее, через
контакты 8, в правый ввод.
В начале процесса отклю-
чения перемещение по-
движной системы осуще-
ствляется под действием
и соединительными стержнями 9
Рис. 4-29. Принцип работы камеры двух-
периодного выключателя с синхрони-
зированным автодутьем: а — начальная
(подготовительная) стадия, б — процесс
дугогашения
1 — неподвижные контакты, 2 — изоляциоп=
ное сопло, 3 — дуга, 4— подвижный контакт,
5 — неподвижный поршень, 6 — подвижный
цилиндр
предварительно заведенных пружин приводного механизма.
При этом размыкаются контакты 3 и 8 и на них возникает дуга.
Под действием потока элегаза через кольцевой зазор между
поршнем и трубой 5 дуга с контактов 3 сдувается на дугогасп-
тельные контакты 2 и ток с этого момента протекает по катуш-
кам, между которыми возникают силы притяжения (между ка-
тушками 4 и 7) и отталкивания (между катушками 7 и 10).
При максимальном отключаемом токе результирующая сила
взаимодействия между катушками составляет 90% общей дей-
ствующей на поршень силы. В этом случае скорость перемеще-
ния поршня составляет 9 м/с. При обесточенной же цепи
движение подвижной системы, осуществляемое только силой
пружин, происходит со скоростью лишь 2 м/с. Необходимо от-
метить, что, поскольку контакты 2 во включенном положении
аппарата не замкнуты, ток по катушкам протекает только
в процессе отключения.
149
Механизм управления выключателем содержит отдельные
включающие и отключающие пружины. Включающие пружины
заводятся с помощью небольшого мотора. Отключающие пру-
жины заводятся от включающих при замыкании аппарата.
Резервуары с дугогасительными камерами заполнены эле-
газом при давлении 5,25-105 Па. При этом давлении элегаз не
сжижается до температуры 31° С. Резервуары с помощью тру-
Рис. 4-30. Дугогасительная камера
бок связаны с распределителем, который содержит впускной
клапан, манометр и реле давления, подающее сигнал о сниже-
нии давления и команду на отключение, если это снижение
достигнет уровня, опасного с точки зрения отключающей спо-
собности.
Выключатель подвергался трехфазным и однофазным ис-
пытаниям на отключающую способность. После обширной се-
рии трехфазных испытаний проверялось состояние контактов и
изоляции. Было отмечено, что активная часть контактного ма-
териала после завершения очень широкой серии трехфазных
испытаний выплавилась лишь на 7з. Ухудшения внутренней изо-
ляции после испытаний на отключающую способность не прои-
зошло. Установлено, что дугогасительная способность аппарата
не ухудшается при понижении давления до 2,8-105 Па, при
давлении же 2,45- 105 Па время горения дуги возросло на пол-
150
периода. Ни в одном из 400 опытов отключения чисто емкост-
ной нагрузки мощностью 19750—39500 кВ-А не наблюдалось
повторных зажиганий, пробоев или больших перенапряжений.
Долговечность контактов при этих испытаниях была оценена
числом проведенных операций (более 800). Установлена очень
незначительная разница в уровне шума при отключении
предельного тока и при размыкании обесточенной цепи. Прак-
тически единственный источник звука — механизм управления.
В рассмотренном выше случае усилия, создаваемые отклю-
чаемым током при протекании его по катушкам, суммирова-
лись с усилием пружинного привода, что приводило к увеличе-
нию скорости подвижной системы и, следовательно, повышению
Рис. 4-31. Схема протекания тока: а — при замк-
нутом положении выключателя, б — в процессе
отключения (обозначения те же, что и на рис.
4-31)
давления под поршнем. В дугогасительном устройстве, изобра-
женном на рис. 4-32, высокое давление, необходимое для обес-
печения требуемой отключающей способности, создается сов-
местным встречным движением подвижной системы и плаваю-
щего поршня 7, представляющего собой короткозамкнутый
виток. В процессе горения дуги цепь замыкается через непод-
вижный дугогасительный контакт 1, дугу 2, подвижный дуго-
гасительный контакт 4, токоведущие части 8 и 9, катушку 10,
подвижный скользящий контакт 13, неподвижную токоведущую
пластину 12, вывод 14. Во включенном положении аппарата
ток протекает через контакт 15, минуя катушку 10, которая,
таким образом, при длительном протекании номинального тока
практически не нагревается.
Переброс тока в катушку осуществляется вследствие гаше-
ния дуги на контактах 15 в узкой щели из фторопласта-4. Не-
обходимое для этой цели дутье создается при перемещении
вправо подвижной системы, содержащей цилиндр 5 с дугогаси-
тельным соплом 3, токопроводы 8 и 9, катушку 10 и изоляци-
онную тягу 11, под воздействием приводного устройства. При
протекании тока по катушке 10 возникают электродинамиче-
ские силы отталкивания, вызывающие движение плавающего
поршня 7 влево с большим ускорением. Вследствие этого обес-
печивается быстрое нарастание давления под поршнем, обес-
151
печивающее интенсивное истечение элегаза через сопло 3 и эф-
фективное гашение дуги. По окончании опрации отключения
поршень 7 возвращается в исходное положение пружиной 6.
Ожидаемая отключающая способность выключателя с таким
дугогасительным устройством 40—50 кА при напряжении
168 кВ и начальном давлении элегаза 5-105 Па.
Фирма «Броун Бовери» для второго поколения герметизи-
рованных распредустройств разработала новые элегазовые ав-
тодутьевые выключатели типа Е2К, которые рассчитаны на
Рис. 4-32. Дугогасительное устройство с плавающим
поршнем
средние мощности отключения и изготавливаются на напря-
жения от 72 до 765 кВ и номинальные токи до 5000 А.
Для выключателей Е2К на напряжения от 145 до 765 кВ ис-
пользуются оболочки (баки) четырех размеров, один тип дуго-
гасительной камеры в нормальном и облегченном исполнениях
и один тип гидравлического привода. Все три полюса выключа-
телей на 140 и 170 кВ выполняются с одним разрывом на полюс,
монтируются на общем основании и управляются одним общим
гидравлическим приводом. Выключатели с двумя и тремя раз-
рывами на полюс имеют пополюсное исполнение — по одному
приводу на полюс. Выключатели с четырьмя и шестью разры-
вами на полюс, расположенными в двух баках, имеют два при-
вода на полюс — по одному на каждый бак. При одном разрыве
на полюс дугогасительная камера и приводная изоляционная
тяга устанавливаются соосно с оболочкой. При нескольких раз-
рывах на полюс камеры монтируются одна на другой, а привод-
ная изоляционная тяга располагается сбоку вдоль блока дуго-
гасительных камер. Распределение напряжения по разрывам
обеспечивается емкостным делителем. Протекание больших но-
152
минальных токов обспечивается главной токоведущей системой,
шунтирующей дугогасительные контакты.
Давление элегаза в корпусе выключателей на большие мощ-
ности отключения принято равным 7-105 Па; при снижении
давления до 6,2 • 105 Па подается предупредительный сигнал,
Таблица 4-1
Наибольшее рабочее
напряжение, кВ
Импульсное испы-
тательное напря-
жение 1,2/50 мкс,
кВ ..............
Одноминутное испы-
тательное напря-
жение 50/60 Г ц,
кВ ...............
Появление частич-
ных разрядов при
напряжении, кВ
Выдерживаемое на-
пряжение при аб-
солютном давле-
нии 106 Па, кВ
в течение 1 мин
длительно • •
Динамическая ус-
тойчивость, кА
Число разрывов в
баке..............
Число разрывов в
полюсе...........
Ток отключения, кА
145
750
325
120
180
155
130
1
1
40
170 245 300
750 1050 1050
325 460 460
120 250 250
180 260
155 220
260
220
130 130 130
1
1
40
2 2
2 2
50 40
362
1050
460
250
260
220
130
2
2
31,5
362
1550
680
365
380
325
130
3
3
31,5
и 50
420
525
525
765
1550
1550
680
365
680
365
380 380
325 325
130 130
3 4
50 31,5
и 50
130
2
4
31,5
и 50
130
3
6
50
а при дальнейшем снижении давления до 6-105 Па выключатель
блокируется. В выключателях на уменьшенные мощности от-
ключения соответствующие давления равны: 4,7-105; 4,2-105 и
4-105 Па. Гарантируемый уровень изоляции обеспечивается при
абсолютном давлении 3,5-105 Па. Если давление снижается до
3,1 • 105 Па, подается сигнал на отключение оборудования. Ос-
новные технические данные выключателей серии Е2К приведены
в табл. 4-1.
4-4. Выключатели нагрузки
Выключатель нагрузки — это коммутационный аппарат с не-
сложным дугогасительным устройством и, следовательно, огра-
ниченной отключающей способностью, предназначенный для вы-
полнения оперативных функций.
153
Выключатели нагрузки используются для управления рабо-
той трансформаторов и подключения их к сборным шинам.
В разветвленных электрических сетях их применяют вместо вы-
ключателей, которые остаются лишь в узловых точках и выпол-
няют только функции защиты, для секционирования сборных
шин и т. д.
Они применяются также для подключения компенсирующих
реакторов и тормозных сопротивлений, необходимых для сохра-
нения устойчивости при внезапных кратковременных сбросах на-
грузки. Применение выключателей нагрузки в сочетании с корот-
козамыкателем аналогично использованию в отечественной
практике отделителей и короткозамыкателей на подстанциях без
выключателей на стороне высшего напряжения, но выключатель
нагрузки используется также и как оперативный аппарат, вслед-
ствие чего меньше изнашиваются выключатели. Отмечается це-
лесообразность применения выключателей нагрузки, объединен-
ных с разъединителями, вместо простых разъединителей, так
как ошибочные операции с ними приводят к авариям и несчаст-
ным случаям. Наконец при питании нагрузки от двух или более
источников отключение одного из них разъединителем сопровож-
дается появлением дуги опасной длины, возникающей вслед-
ствие протекания циркулирующих токов. В этом случае также
целесообразно применять выключатели нагрузки.
Возможность отключения токов нагрузки силовых трансфор-
маторов на стороне высшего напряжения существенно упрощает
схемы автоматики на одно- и двухтрансформаторных подстан-
циях, так как автоматический ввод резерва в этом случае осу-
ществляется на высшем напряжении без предварительного сня-
тия нагрузки выключателем на стороне низшего напряжения.
-Способность этого аппарата отключать ток нагрузки без снятия
напряжения питания головными выключателями, как это де-
лается при использовании отделителей и короткозамыкателей,
дает возможность существенно повысить общий технический
уровень и культуру эксплуатации сетей. Кроме того, при работе
выключателей нагрузки не нарушается нормальное электроснаб-
жение подстанций, присоединенных к данной линии. В настоя-
щее время в зарубежной практике выключатели нагрузки на на-
пряжения 72,5—750 кВ получили широкое распространение.
Выключатели нагрузки могут осуществлять следующие опе-
рации:
1. Отключать ненагруженные линии электропередачи, ка-
бели, конденсаторы и трансформаторы при номинальном напря-
жении системы.
2. Отключать номинальный ток при номинальном напряже-
нии системы и коэффициенте мощности, соответствующем рабо-
чей нагрузке.
3. Включаться на существующее в цепи короткое замыкание
без повреждений, препятствующих дальнейшей исправной ра-
154
боте аппарата, и пропускать ток короткого замыкания до отклю-
чения линии электропередачи выключателем.
Совершенно очевидно, что выключатели нагрузки целесооб-
разно применять лишь в том случае, если их стоимость будет
существенно ниже выключателей на соответствующий класс на-
пряжения. Стоимость выключателей нагрузки существенно зави-
сит от предъявляемых к ним требований. Необоснованное их
завышение может значительно уменьшить экономический эф-
фект от применения этих аппаратов.
Для получения максимального экономического эффекта не-
обходимо, чтобы выключатели нагрузки широкого применения
были просты в изготовлении и не содержали неоправданных за-
пасов. Это означает, что в технических условиях должны быть
особо оговорены требования к аппаратам массового применения.
К ним нельзя предъявлять условий, которые могут встретиться
лишь в редких случаях, так как излишнее ужесточение парамет-
ров может существенно удорожить как сам аппарат, так и
привод.
Номинальный ток аппаратов определяется как пропускной
способностью линий электропередачи, так и предельной мощ-
ностью трансформаторов, устанавливаемых на подстанциях. Ис-
ключая предельные случаи, вероятность появления которых не-
велика, можно ожидать, что для классов напряжения 35—220 кВ
ток отключения 630 А будет удовлетворять подавляющему числу
случаев, которые могут встретиться на практике.
Непрерывный рост концентрации мощностей привел к тому,
что в отдельных точках энергосистем ток короткого замыкания
достигает исключительно больших значений. Совершенно оче-
видно, что на таких узловых подстанциях, если и будут приме-
няться выключатели нагрузки, то не массовой серии, а специаль-
ного исполнения. На подстанциях же, находящихся на некото-
ром расстоянии от таких узловых точек, ток короткого замыкания
будет существенно ограничен индуктивностью участка линии
электропередачи. Так, например, уже на расстоянии 20 км
от шин подстанции с мощностью короткого замыкания 10 ГВ-А
установившийся ток короткого замыкания снижается с 50 до
8 кА. Требуемая динамическая устойчивость в этой точке состав-
ляет всего лишь 20 кА. Анализ отечественных сетей ПО кВ пока-
зал, что к 1975 году свыше 70% выключателей установлено
в точках с токами короткого замыкания, не превышающими
12,5 кА. Поэтому для аппаратов 35—220 кВ массовой серии
можно установить следующие параметры: амплитуда тока дина-
мической устойчивости и тока выключения 32 кА, трехсекундный
ток термической устойчивости 12,5 кА. Для аппаратов немассо-
вого применения соответствующие значения следует принять
80 кА и 31,5 кА.
Исходя из предельных единичных мощностей трансформато-
ров классов напряжения 35—220 кВ, максимальные значения
155
намагничивающих токов /х. х и емкостных токов ненагруженных
линий электропередачи 1с, которые должны отключать аппа-
раты, можно установить следующими:
U„, кВ.......................35 ПО 150 220
/х х, А..................... 20 20 20 30
1С, А........................ 3 20 25 50
Время отключения аппаратов определяется условиями совме-
стной их работы с головными выключателями при ликвидации
аварии на данной подстанции. Для обеспечения безаварийной
работы других потребителей, подключенных к линии электропе-
редачи, необходимо, чтобы элегазовый аппарат, выполняющий
в данном случае функции отделителя, успел отключаться в бес-
токовую паузу автоматического повторного включения. Выпол-
нение этого условия возможно, если полное время отключения
аппаратов не будет превышать 0,15 с.
Приводы элегазовых аппаратов не должны иметь аккумуля-
торных батарей и должны работать при исчезновении напряже-
ния. Такими приводами являются пружинный двустороннего
действия и пневматический.
Во многих районах Советского Союза с протяженными се-
тями 35—ПО кВ токи короткого замыкания лишь в несколько
раз превышают номинальный ток, причем коэффициент мощ-
ности в этом случае хотя и ниже такового для нормальной на-
грузки, но значительно отличается от нуля. Выключатели на-
грузки с повышенной отключающей способностью в таких сетях
с успехом можно применять и в качестве защитных аппаратов.
Термическая и динамическая устойчивость, а также включаю-
щая способность таких выключателей может быть невысокой.
Выключатели нагрузки с повышенной отключающей способ-
ностью, достаточной устойчивостью и включающей способностью
целесообразно применять в блоках генератор — трансформатор.
Ток короткого замыкания за трансформатором и, следовательно,
за выключателем нагрузки, ограниченный реактивностью генера-
тора и трансформатора, не будет превышать (4—5)/н.
Эффективным и весьма перспективным способом сокращения
затрат на сетевое строительство является применение схем, по-
зволяющих существенно уменьшить территорию подстанций,
снизить расход металла и материалов, сократить затраты на
строительство подстанций и сроки ввода их в эксплуатацию. Та-
кие экономичные схемы возможны при использовании выключа-
телей нагрузки на два и три направления.
Сущность этих аппаратов становится понятной при рассмот-
рении схем, изображенных на рис. 4-33. В схеме а с тремя обыч-
ными аппаратами на одно направление имеется общая по-
тенциальная точка для всех трех аппаратов. Следовательно,
существует принципиальная возможность территориального их
объединения и создания таким образом аппарата на три направ-
156
Рис. 4-33. Схемы подстанций: а — с тремя
аппаратами, б — с одним аппаратом на три
направления, в — с четырьмя аппаратами,
г — с двумя аппаратами на два направле-
ния
ления. Аналогичным образом существует возможность создания
аппаратов и на два направления.
Английской фирмой «Инглиш электрик» разработана серия
выключателей нагрузки, основным элементом которой является
дугогасительная камера, смонтированная внутри фарфорового
изолятора, заполненного элегазом при раб=4,5-105 Па.
В аппарате на 245 кВ содержится две идентичные в кон-
структивном отношении камеры. В них также использован авто-
пневматический принцип
гашения дуги.
На главном подвиж-
ном контакте закреплен
поршень. При отключе-
нии сжатый газ через
внутреннюю полость
трубчатого контакта по-
ступает в промежуточный
объем, из которого выте-
кает через изоляционное
сопло, обдувая дугу, го-
рящую между дугогаси-
тельными наконечниками
подвижного и неподвиж-
ного контактов. Коммута-
ционная способность и
требуемый уровень изо-
ляции дугогасительных
камер обеспечиваются
при снижении давления
до Раб = 3,5-105 Па. На
рис. 4-34 показана ком-
поновка выключателя на-
грузки с разъединителем.
На выводе одной из камер установлен неподвижный кон-
такт заземлителя, а на выводе второй камеры установлен непод-
вижный контакт ножа разъединителя. На средней поворотной
колонке закреплен нож разъединителя, приводимый в движение
гидравлическим приводом 1. Подвижные контакты дугогаситель-
ных камер управляются пневматическим приводом 2, а для за-
землителя предусмотрен привод 3.
Камеры установлены на опорной изоляционной колонке, со-
бранной из полых изоляторов. Управление подвижными контак-
тами осуществляется посредством тяг, одна из которых работает
на отключение. Внутренние полости дугогасительных камер
сообщаются с внутренним объемом опорной колонки через
фильтры, поглощающие продукты разложения элегаза дугой.
Для повышения механической прочности верхний и нижний
фланцы опорной колонки стянуты изоляционными стержнями.
157
Изоляционные тяги и стержни выполнены из пропитанной
специальным компаундом стеклоткани. Изоляция относительно
земли остается вполне удовлетворительной при снижении давле-
ния газа до атмосферного.
Предполагается, что утечка газа будет весьма незначитель-
ной и выразится в падении давления менее чем на 105 Па за три
года. Именно спустя этот период и рекомендуется производить
ревизию аппарата. Изоляция на землю сохраняется вполне удо-
Рис. 4-34. Компоновка выключателя нагрузки на
400 кВ с разъединителем
влетворительной даже при снижении давления элагаза до ат-
мосферного.
Для оперативных включений и отключений крупных генера-
торов мощностью до 250 МВт и напряжением до 24 кВ фирмой
«Делль» сконструирован специальный генераторный выключа-
тель нагрузки на номинальное напряжение 24 кВ, номинальный
ток 10 000 А и амплитудное значение тока включения 165 000 А.
Аппарат содержит две параллельно включенные контактные си-
стемы: токоведущую и дугогасительную. Обе системы помещены
в герметический объем, заполненный элегазом, и приводятся
в действие маслопневматическим приводом.
При отключении сначала размыкаются контакты токоведу-
щей системы, затем — контакты дугогасительной. Дугогасящее
устройство обеспечивает отключение номинального тока при ча-
стоте восстанавливающегося напряжения до 50 кГц.
При испытаниях этого аппарата, заполненного элегазом при
Риз=3-105 Па, его автопневматическое устройство отключало
ток 14 500 А при напряжении 22,3 кВ и частоте собственных ко-
лебаний 45 кГц.
158
нагрузки и его привода по
вследствие уменьшения пло-
и
Рис. 4-35. Выключатель нагрузки со
всасывающим поршнем
Выключатели нагрузки все более широко применяются в гер-
метизированных распредустройствах. Применение этих аппара-
тов существенно упрощает подобного рода подстанции и значи-
тельно снижает их стоимость.
Экономический эффект получается не только вследствие
меньшей стоимости выключателя
сравнению с выключателем, но
щади, необходимой для соору-
жения распредустройства с
выключателями нагрузки.
Фирмы «Сименс» и «Броун
Бовери» в выпускаемых ими
герметизированных распредус-
тройствах применяют выклю-
чатели нагрузки, в которых
дугогасительный эффект обес-
печивается при всасывании
элегаза под поршень через
внутреннюю полость подвиж-
ного трубчатого контакта. Кон-
струкция одной из модифика-
ций этого аппарата показана
на рис. 4-35. С поршнем 2 же-
стко связаны подвижный кон-
такт 5 и изоляционная тяга 1.
При отключении аппарата эти
элементы с определенной ско-
ростью перемещаются вверх
и под поршнем образуется
разрежение.
Дуга, возникающая при
размыкании контактов 5 и 6,
обдувается потоком элегаза,
поступающим под поршень че-
рез внутреннюю полость трубчатого контакта 5. Изоляторы 3
обеспечивают герметизацию внутреннего объема, в котором на-
ходится элегаз под давлением риз=1>5-105 Па. Пружинный при-
вод с моторным заводом расположен вне оболочки 7 выключа-
теля нагрузки. При напряжении НО кВ этот аппарат отключает
токи нагрузки (cos<p=0,7) до 630 А, индуктивный ток (cos<p=
=0,1) 25 А и емкостный—100 А. Амплитуда тока включения
и тока динамической устойчивости 75 кА.
В выключателе нагрузки фирмы «Броун Бовери» применен
более мощный привод и, следовательно, поршень большего диа-
метра, чем обеспечивается более интенсивное дутье. Кроме того,
на экране неподвижного контакта с выступающим дугогаситель-
ным электродом установлено более длинное изоляционное дуго-
гасительное сопло, формирующее поток элегаза. В этом аппа-
159
рате дуга гаснет до выхода подвижного контакта из сопла. Но-
минальный ток и ток отключения этого выключателя нагрузки
равен 800 А, емкостный ток отключения 160 А, амплитуда тока
включения 80 кА.
В случае редкой работы выключателя нагрузки межревизи-
онный период равен 10 годам. Для интенсивно работающих ап-
паратов ревизии должны проводиться после 2000 механических
операций включение-отключение, или после 400 отключений но-
минального тока, или же двух включений на номинальный ток
короткого замыкания.
В унифицированной серии выключателей нагрузки, опытные
образцы которой изготовлены на Великолукском заводе высоко-
вольтной аппаратуры, гашение дуги происходит при ее переме-
щении в поле постоянных магнитов, встроенных во внутренние
полости подвижного и неподвижного контактов. Серия содержит
выключатели нагрузки ПО кВ на одно, два и три направления и
аппараты на 220 кВ на одно направление. Аппараты этой серии
комплектуются из одних и тех же стандартных элементов дуго-
гасительных камер, механизмов и опорных колонок. Конструк-
тивное построение серии показано на рис. 4-36.
Из аппаратов на ПО кВ наиболее сложным является выклю-
чатель нагрузки на три направления. Эта сложность обуслов-
лена необходимостью размещения на верхнем коробе трех дуго-
гасительных камер, в верхнем и нижнем коробах — трех
механизмов, в опорной колонке — трех изоляционных тяг с силь-
фонными узлами. В этом случае камеры и механизмы в верхнем
коробе расположены под углом 120° один по отношению к дру-
гому, причем подвижные контакты каждого из направлений
управляются своим приводом.
Аппарат на три направления — это территориальное объеди-
нение трех выключателей нагрузки, аппарат на два направле-
ния — двух, причем каждый из них управляется своим приво-
дом. В полюсе аппарата ПО кВ на одно направление имеется
только одна камера, которая с целью унификации расположена
наклонно. В выключателе нагрузки на 220 кВ имеются две по-
следовательно включенные дугогасительные камеры. Он отли-
чается от аппарата ПО кВ на два направления высотой опорной
колонки и наличием в ней лишь одной изоляционной тяги, с ко-
торой связаны оба механизма верхнего короба, передающие уси-
лие от привода подвижным контактам камер. Естественно, что
в основании выключателя нагрузки на 220 кВ содержится
только один передаточный механизм. Путем соответствующего
увеличения высоты опорных колонок, дугогасительных камер
в полюсе и шунтирования их конденсаторами возможно расши-
рение серии выключателей нагрузки и до напряжений 330 и
500 кВ включительно.
Общий вид дугогасительной камеры на ПО кВ показан на
рис. 4-37. Одним из основных элементов камеры является полый
160
фарфоровый изолятор с внутренним диаметром Z) = 160, герме-
тично закрытый крышками 1 и 6. Во внутренней полости изоля-
тора 2 по его оси расположены неподвижный 3 и подвижный 4
контакты. Прямолинейное перемещение подвижного контакта
обеспечивается направляющим подшипником. Подвод тока к по-
движному и неподвижному контактам осуществляется гибкими
связями 5.
Рис. 4-36. Конструктивное построение серии элегазовых
выключателей нагрузки: а — на одно направление, 110 кВ,
б — на два направления, в — на три направления, г—на
одно направление, 220 кВ
I — дугогасительная камера, 2 — короб. 3 — опорный изолятор, 4 —
основание
Для обеспечения динамической устойчивости контактной
системы и надежной ее работы при длительном протекании
рабочего тока неподвижный контакт выполнен разрезным,
состоящим из отдельных сегментов. Для аппаратов с током
динамической устойчивости 32 кА и номинальным током
6 А. И. Полтев
161
Рис. 4-37. Камера
выключателя нагруз-
ки на ПО кВ
7н=630 А неподвижный контакт выполнен в виде двух сегмен-
тов. Внутрь подвижного и неподвижного контактов встроены
встречно включенные постоянные магниты, обеспечивающие не-
обходимый дугогасительный эффект.
От прямого воздействия дуги магниты защищены фторопла-
стовыми шайбами. Каждый магнит состоит из пяти бариевых
ферритовых колец размером 52Х23Х
Х7 мм, которые используются в магнит-
но-вентильных разрядниках.
Опорные колонки выключателей на-
грузки, так же как и дугогасительные
камеры, являются конструктивно закон-
ченными, загерметизированными и запол-
ненными элегазом на заводе-изготови-
теле узлами. Через внутреннюю полость
опорного изолятора проходит одна (в ап-
паратах 220 и ПО кВ йа одно направле-
ние), две (в аппарате ПО кВ на два на-
правления) или три (в аппарате НО кВ
на три направления) изоляционные тяги.
Каждая из тяг своим верхним концом че-
рез механизм верхнего короба связана с
подвижным контактом дугогасительной
камеры, нижним концом через промежу-
точные детали, расположенные в основа-
нии,— с приводом соответствующего на-
правления. Изоляционные тяги работают
только на растяжение, что позволило ис-
пользовать достаточно тонкие стекло-
эпоксидные стержни. Изоляционные тяги
с обеих сторон имеют экраны, повышаю-
щие разрядное напряжение на поверхно-
сти тяги. Благодаря этому при снижении
напряжения элегаза до атмосферного
разрядное напряжение на землю оста-
ется на уровне, превышающем двойное
фазное напряжение. Это обстоятельство
является очень важным, поскольку оно
означает, что аварийная утечка элегаза не приведет к немедлен-
ной аварии аппарата; во включенном состоянии он может про-
должать работать, ибо изоляция на землю остается значитель-
ной, близкой к уровню, требуемому ГОСТ 1516—76 для внут-
ренней изоляции. В отключенном же состоянии электрическая
прочность междуконтактного промежутка также превышает
двойное фазное напряжение. Таким образом, эксплуатационный
персонал будет иметь все возможности, не прерывая электро-
снабжения потребителей, предпринять необходимые меры для
устранения возникшей неисправности.
162
Результаты испытания выключателя нагрузки на отключаю-
щую способность, проведенного при давлении элегаза в камере
Ризб = 2-105 Па, даны в табл. 4-2.
Таблица 4-2
Отклю- чаемый ток, А Возвра- щающе- еся напряже- ние, кВ Длитель- ность горе- ния дуги, полупери- одов Расстояние между контактами в момент гашения дуги, мм Коэффици- ент мощности
90—137 75—79 2—3,5 20—45 0,7
315—327 75—77 2—4 22—59 0,7
490—535 73—77 2—5 22—72 0,7
600 67 3—5 90 0,5
56 80 2—4 20—50 0 (емкост- ный ток)
Следует отметить, что при отключении чисто емкостных и ин-
дуктивных токов и токов нагрузки опасных перенапряжений не
возникало. После испытаний выключателя нагрузки на вклю-
чающую способность на его подвижном и двухсегментном непод-
вижном контактах было обнаружено малозаметное выгорание.
Испытания аппарата, контактная система которого содержит
шесть сегментов, показали, что он способен включаться на ток
с амплитудой, равной 80 кА. Дугогасительная способность вы-
ключателя нагрузки может быть существенно улучшена при при-
менении постоянных магнитов с лучшими характеристиками, или
при использовании более совершенных магнитных систем, или
же, наконец, при комбинированном гашении дуги.
В элегазовых выключателях нагрузки контакты располагаются во внут-
ренней полости фарфорового изолятора соосно с ним. Электрическая проч-
ность междуконтактного промежутка существенно возрастает при увеличении
внутреннего диаметра изолятора. Кривые зависимости прочности от расстоя-
ния для такой контактной системы уже при сравнительно небольших проме-
жутках имеют малый наклон, так что дальнейшее увеличение расстояния дает
небольшой прирост прочности. Поэтому для обеспечения необходимой электри-
ческой прочности при малых давлениях (например, при рао = 1,8-105 Па) сле-
дует увеличить диаметр фарфорового изолятора.
Изменение этого размера ведет к перераспределению механических напря-
жений в элементах конструкции.
Нагрузки, действующие на изолятор, можно разделить на внешние (тяже-
ние проводов, ветровая нагрузка) и внутренние (давлениеэлегаза на крышки).
При увеличении диаметра изолятора Ь в п раз ветровая нагрузка на изоля-
тор (в ньютонах)
F = cDnH (4-1)
также возрастет в п раз.
Если нагрузка от тяжсния провода Q и ветровая F совпадают по направ-
лению, то изгибающий момент в нижнем сечении изолятора (в Н • м)
М = QH + -1- cDnH*. (4-2)
6*
163
При неизменной толщине стенки фарфора момент сопротивления сечения
^ = 2L.(Dn)«-(dn)«
32 Рп
Таким образом, напряжение в опасном сечении изолятора
Q/7 сРН2
° ~ ИМ3 + 2W&2 ‘
(4-3)
(4-4)
Следовательно, при возрастании диаметра изолятора оно уменьшается.
Избыточное давление элегаза ризв, заключенного во внутренней полости
изолятора, вызывает появление нормальных сил, стремящихся разорвать его
по образующей, и осевых сил, стремящихся разорвать изолятор по попереч-
ному сечению. Если толщина стенок изолятора S больше £>/20, тогда изоля-
торы рассчитываются, как толстостенные сосуды. Нормальное напряжение,
возникающее в материале изолятора,
°норм
(4-5)
где fi и Г2 — соответственно наружный и внутренний радиусы изолятора.
При сохранении толщины стенки неизменной они изменяются пропор-
ционально и. Таким образом, если рИзо неизменно, то Онорм также изменяется
пропорционально п при изменении радиальных размеров изолятора.
Напряжение, возникающее от воздействия осевых сил,
Оо = —= PH3*0»”)2 (4.6)
9 (DHn)3-(DBn)3’
где Т — усилие, действующее на крышку, q— сечение фарфора; Ри и Р3—
наружный и внутренний диаметры фарфора.
Результирующее осевое напряжение в опасном сечении, возникающее
от одновременного воздействия внешних и внутренних нагрузок, уменьшается
при возрастании п:
QH сРН2 рнзР2
Wn3 21Гп2 п2—Р2
Н в
(4-7)
При увеличении Р соответственно растет третий член выражения и
увеличивается сечение фарфора q. При этом из-за большей неоднородности
фарфоровой массы допустимое напряжение оДОп уменьшается. Однако в ап-
паратах арктического исполнения избыточное давлениь риз принимается суще-
ственно меньшим, чем в обычных, что ведет к пропорциональному уменьше-
нию напряжения от воздействия осевых сил.
В формулы (4-6), (4-7) следует подставлять значения давления рИзо,
которые могут получиться при максимальном нагреве аппарата. В элегазе
допустимы более высокие температуры нагрева, чем в воздухе, поэтому сред-
няя расчетная температура элегаза ОСр может быть на несколько десятков
градусов выше допустимой температуры окружающего воздуха Ов=40°С,
причем конкретное значение ОСр определяется при тепловом расчете. Напри-
мер, для Фср=70°С ризб в аппаратах холодоустойчивого исполнения (опре-
деленное для давления раб=2,8-105 Па) равно (3,3—1) • 105=2,3- 105 Па.
Для обычных аппаратов риз=6,7-105 Па (определено для раб=5,5-105 Па).
Весьма ответственными элементами конструкций газонаполненных аппа-
ратов, определяющими их жизнеспособность, являются уплотнения, которые
условно можно разделить на неподвижные и подвижные. Неподвижные уп-
лотнения предотвращают утечку газа в местах соприкосновения двух различ-
ных деталей, например между торцом фарфорового изолятора и фланцем.
164
Кольцевые резиновые прокладки при обеспечении нормированных усло-
вий их работы создают достаточно надежную герметичность.
Подвижные уплотнения надежно изолируют внутреннюю полость камеры
от наружной и в то же время позволяют сообщать перемещение подвижному
контакту. В случае прямолинейного перемещения подвижной системы наи-
более подходящим является сильфонное уплотнение.
Сильфон, выбранный в качестве подвижного уплотнения, представляет
собой тонкостенную гофрированную трубку из стали марки 1Х18Н9Т, которая
в осевом направлении допускает большой прогиб. Соединение сильфонов
с арматурой производится роликовой короткоимпульсной или аргонодуговой
сваркой. Оба способа обеспечивают вакуумно-плотный шов.
В неагрессивных средах сильфоны могут работать при температурах
от минус 194 до плюс 400° С, а при нормальной температуре — в концентри-
рованной азотной кислоте, галогенах и т. д.
Из серийно выпускаемых отечественной промышленностью сильфонов
наиболее подходящим оказался сильфон наружным диаметром 52 мм, высо-
той 99 мм и толщиной стенки 0,16 мм. При нормированном прогибе механи-
ческая износоустойчивость сильфона (до появления микротрещин) составляет
свыше миллиона циклов. В аппаратах же высокого напряжения требуемая
износоустойчивость значительно меньше. Поэтому возможно увеличить де-
формацию до такой степени, чтобы получить максимальный прогиб при за-
данной износоустойчивости и надежности. При надежности 0,95 гарантирован-
ное число циклов сжатие-растяжение сильфона при деформации последнего
на 40 мм равно 1250, при деформации на 35 мм — 5000 и при деформации
на 30 мм—11 000. В камерах выключателей нагрузки на ПО кВ применены
сильфонные узлы, состоящие из трех последовательно соединенных сильфо-
нов, допускающие суммарную деформацию до 120 мм. Испытания таких уз-
лов показали, что при деформации 120 мм микротрещины появляются после
3000 циклов.
Для обеспечения герметизации опорной колонки сильфонные узлы приме-
нены на каждой из тяг, как в нижней ее части, так и в верхней. Поскольку
перемещение тяги меньше хода подвижного контакта, в опорной колонке ап-
парата ПО кВ применены узлы с двумя сильфонами.
В камерах элегазовых аппаратов сильфоны выполняют не только роль
подвижного уплотнения: давление элегаза на торец сильфона, как на пор-
шень, является дополнительной силой, обеспечивающей необходимое ускоре-
ние подвижного контакта. Основную ускоряющую силу создает пружина,
расположенная в верхнем коробе на высоком потенциале. Эквивалентная
площадь сечения торца выбранного сильфона q= 14,4 см2. Сила F (в ньюто-
нах), действующая на сильфон, равная произведению площади сечения торца
<7 и давления элегаза в камере:
Г=109Риз. (4-8)
4-5. Механизмы и приводы
Принципиальная схема пневматического привода выключателя для герме-
тизированного распредустройства, разработанного в ВЭИ имени В. И. Ленина,
приведена на рис. 4-38. Основным элементом его является цилиндр 21 с пор-
шнем 20. С последним связан металлический шток 19, нижняя часть которого
входит внутрь бака выключателя через герметизирующее уплотнение, где
соединена с подвижной системой дугогасительного устройства. При отключе-
нии электромагнит О открывает клапан 11 и сжатый воздух из резервуаров 1
по трубке 3 поступает в полость над поршнем 9. Под действием давления
поршень 9 перемещается вниз и открывает дутьевой клапан 2, через который
воздух из резервуаров 1 поступает в область над поршнем 20. Одновременно
сжатый воздух по трубке 14 подается в полость цилиндра 15 справа от пор-
шня 17. Перемещение его влево вместе со штоком 16 открывает защелку 13,
удерживающую выключатель во включенном положении. После этого под
действием сжатого воздуха поршень 20 движется вниз и отключает выклю-
165
чатель. При срабатывании аппарата снимается питание с катушки О, клапан 11
под действием пружины 10 закрывается, доступ сжатого воздуха в полость
над поршнем 9 прекращается и последний под действием пружины 8 и дав-
ления воздуха, поступающего по трубке 12, снизу быстро перемещается вверх,
закрньая клапан 2. Одновременно открывается клапан 4, до этого удержи-
вавшийся буртиком на штоке 7 и пружиной 5, и воздух из области над пор-
шнем 20 выбрасывается в атмосферу через отверстие 6. Скорость закрытия
клапана 2 устанавливается с помощью регулировочной иглы. При подаче
Рис. 4-38. Принципиальная схема пневматического привода
ВЭИ имени В. И. Ленина
импульса на электромагнит включения В клапаны включения открываются
в той же последовательности, и сжатый воздух поступает под поршень 20,
вызывая перемещение подвижной системы выключателя вверх. Во включен-
ном положении аппарата под действием пружины 18 срабатывает защелка 13
и запирает выключатель.
Кинематическая схема выключателей серий Н и F фирмы «Сименс» при-
ведена на рис. 4-39. Механическая система связи привода 5 с подвижными
контактами 2 и дутьевым клапаном 1 обеспечивает одновременность размыка-
ния контактов обоих разрывов, их синхронное движение и жесткую связь
с указателем положения 4.
Каждый полюс имеет собственный пневматический привод 5 с электро-
магнитом управления 7, который установлен непосредственно на цилиндре
привода. Поэтому выключатель может осуществлять пофазное АПВ. Все три
привода питаются от общего резервуара 8 со сжатым до 15 • 10® Па воздухом.
Объем резервуара выбран таким, что даже при прекращении подпитки вы-
ключатель может совершить два трехполюсных отключения.
166
Движение поршня привода через кривошипно-шатунный механизм 9
и промежуточный вал передается на изоляционную тягу 10 расположенную
внутри опорной колонки, и далее, через рычажную систему, преобразующую
вертикальное перемещение в горизонтальное, — к подвижным контактам. Од-
новременно при движении тяги вниз взводится отключающая пружина 3.
Тяга как при включении, так и при отключении работает только на растя-
жение. Во включенном положении подвижная система фиксируется при по-
мощи защелки, установленной на приводе.
При отключении удерживающая защелка сбивается электромагнитом 6
и подвижная система под действием пружины 3 перемещается в отключенное
Рис. 4-39. Кинематическая схема выключателей серий Н и F
положение. Одновременно толкатель, связанный с рычажным механизмом,
открывает дутьевой клапан /, общий для обеих дугогасительных камер.
В выключателях типа Е2К, которые разработаны фирмой «Броун Бо-
вери» для второго поколения герметизированных распредустройств, применен
гидравлический привод двустороннего действия, в котором движущей средой
является масло, а источником энергии — сжатый до 320 • 105 Па газ. Принци-
пиальная схема этого привода, находящегося в положении «отключено», изо-
бражена на рис. 4-40, а. Привод может управлять подвижной системой дуго-
гасительного устройства с двумя или тремя разрывами на полюс либо уп-
равлять всеми тремя полюсами выключателя с одним разрывом на полюс.
Выключатели с четырьмя и шестью разрывами на полюс (см. табл. 4-1) имеют
в полюсе два привода.
При включении подается команда на открытие электромагнитного кла-
пана 4, после чего отжимается вниз промежуточный клапан 6. При этом он
перекрывает отверстие в систему низкого давления и открывает отверстие,
по которому масло под высоким давлением поступает в полость слева от
золотникового клапана 8. Последний перемещается вправо и занимает поло-
жение, показанное на схеме б. Масло под высоким давлением поступает
в цилиндр 1 справа от поршня привода 9 и перемещает его влево до полного
167
включения выключателя. В конце операции включения вспомогательные кон-
такты обесточивают катушку отключения, и электромагнитный клапан 4 за-
крывается, но все остальные клапаны из-за наличия диафрагмы 5 остаются
в положениях, которые они заняли в процессе включения. Во включенном по-
Рис. 4-40. Принципиальная схема гидравличе-
ского привода выключателя 2ЕК: а — привод
в положении «отключено», б — привод в поло-
жении «включено»
ложении выключатель удер-
живается высоким давле-
нием масла справа от
поршня привода 9.
При отключении от-
крываются электромагнит-
ные клапаны 3 и 2, сбра-
сывается давление масла
с поршня промежуточного
клапана 6, и последний, пе-
реходя в положение, пока-
занное на рис. 4-43, а, за-
крывается. При этом сбра-
сывается высокое давление
слева от золотникового кла-
пана S, который под дей-
ствием разности давлений
перемещается влево. Об-
ласть под поршнем 9 соеди-
няется с аккумулятором
низкого давления 7, высокое
давление слева от поршня 9
перемещает его вправо и
производит отключение вы-
ключателя. В конце опера-
ции отключения вспомо! а-
тельные контакты обесточи-
вают катушку отключения,
клапаны 3 и 2 закрываются,
однако промежуточный кла-
пан 6 и золотниковый 3
остаются в положениях, за-
нятых ими в начале опе-
рации отключения. В от-
ключенном положении вы-
ключатель удерживается
высоким давлением масла
слева от поршня. В случае
аварийного снижения дав-
ления масла в гидравличе-
ском приводе выключатель
механически блокируется
как в положении «включено»
(рис. 4-40, б), так и в поло-
жении «отключено». По
сравнению с газом масло
практически несжимаемо и
обеспечивает более быструю
реакцию на изменение значений давления и скорости.
Оно находится под действием высокого давления содержащегося в бал-
лоне 10 газа, действующего на плавающий поршень, находящийся в ци-
линдре 11. Этот поршень отделяет газовую среду от масла, препятствуя по-
глощению газа маслом, и исключает утечку его при спуске масла. По израс-
довании масла, содержащегося в системе высокого давления, автоматически
включается масляный насос, перекачивающий масло из системы низкого дав-
ления в систему высокого давления, при этом масло проходит через очищаю-
168
щий фильтр 17. Система контроля и защиты содержит манометр 14, реле
давления 13 для управления двигателем насоса, реле давления 12 для блоки-
ровки выключателя, предохранительный клапан 16. Предусмотрены также
ручной вентиль 15 и ручной насос 18.
Испытания на надежность работы показали, что после 10 000 операций
включения и отключения выключатель с приводом сохранил свою первона-
чальную регулировку. Проверена также надежность работы привода при вы-
соких и низких температурах.
В автодутьевом устройстве с плавающим поршнем, изображенном на
рис. 4-32, необходимое для эффективного гашения дуги сжатие элегаза
обеспечивается встречным перемещением цилиндра 5 и поршня 7. Последний
перемещается под действием электродинамических сил отталкивания, возни-
кающих при протекании по катушке 10 отключаемого тока. Давление в об-
ласти сжатия зависит от уменьшения объема элегаза под поршнем и его
расхода через сопло в процессе отключения. Величина давления определяется
характером движения основной подвижной системы выключателя и плаваю-
щего поршня, а также количеством газа, вытекающего через сопло.
Уравнения движения основной подвижной системы выключателя и пла-
вающего поршня записываются в следующем виде:
Н^х
М-^ = Гпр + Гд± ApS-FB, 0-9)
ш - Гд + ДрЗ + FB, (4-10)
dt2
где М — масса основных подвижных частей, т — масса плавающего поршня,
Гпр — усилие внешнего привода, Fa— электродинамическое усилие, FB — сила
возвратной пружины, S — эффективная площадь поршня, Др — разность дав-
лений по обе стороны поршня, х — ход основных подвижных частей, у — ход
плавающего поршня.
Электродинамическая сила отталкивания возникает в результате
взаимодействия переменного магнитного потока, созданного катушкой 10
(рис. 4-32) и индуцированного в плавающем поршне (короткозамкнутом
витке) тока. Величина этой силы зависит от длины катушки и короткозамкну-
того витка, разности радиусов катушки и витка и расстояния между ними,
причем с увеличением расстояния электродинамическая сила быстро умень-
шается. Для получения благоприятной характеристики силы Fa диаметр ка-
тушки, ее длина и длина короткозамкнутого витка должны быть достаточно
большими.
Приближенно значение электродинамической силы FR выражается фор-
мулой:
FR = kK B(Iw)2 R2/(lg)2, (4-11)
где 1 — отключаемый ток, w — число витков катушки, RK— радиус катушки,
I — расстояние между центрами катушки и витка, g=RK—Rb — разность
средних радиусов катушки и витка, /?к,в — постоянная, зависящая от пара-
метров катушки и витка.
Давление р определяется плотностью газа в области сжатия:
Р = Po(P/Po)fc. <4’12)
где ро, ро — начальные значения давления и плотности газа в дугогасительной
камере, k — показатель адиабаты.
В свою очередь
р = m3/V, (4-13)
причем
V=Vo-S(x — y), (4-14)
где тя — масса элегаза, находящегося в области сжатия, V и Vo — сжимае-
мый объем и его начальное значение.
169
Массовый расход элегаза из области сжатия определяется параметрами
сопла и газа, вытекающего из него:
dm, _
—Г= —ScPcVc; (4-15)
at
здесь Sc—сечение сопла, рс — плотность элегаза в самом узком месте
сопла, Vc — скорость элегаза в сопле.
4-6. Газовые системы
Элегазовые выключатели с двумя ступенями давления принципиально
не отличаются от воздушных. Разница лишь в том, что в воздушных выклю-
чателях отработанный газ выбрасывается в атмосферу, а в элегазовых —
в объем низкого давления. После срабатывания элегазового выключателя
Рис. 4-41. Газовая си-
стема выключателя с двумя
ступенями давления
1 — основной и промежуточный
резервуары высокого давления,
2 — бак низкого давления, 3 —
нагревательный элемент. 4 —
фильтры, 5 — компрессор, 6 —
предохранительный клапан, 7 —
управление компрессором, 8 —
манометры, 9 — сигнализация
автоматически включается компрессор, кото-
рый перекачивает необходимый объем элегаза
из резервуара низкого давления в резервуар
высокого давления. Таким образом, в выклю-
чателе необходимы две газовые системы — вы-
сокого и низкого давления с соответствующим
оборудованием. На рис. 4-41 показана газовая
система выключателя, изображенного на
рис. 4 9. Элементы, относящиеся к системе вы-
сокого давления, затемнены.
Элегаз, поступающий из системы низкого
давления к компрессору, в резервуар высокого
давления, проходит через очищающие фильтры
Газовая циркуляционная система работает
автоматически от реле давления, установлен-
ных в системах высокого и низкого давления.
Реле давления дополнены термокомпенсато-
рами. Аналогичные реле подают сигнал о сни-
жении давления элегаза и в некоторых аппара-
тах блокируют привод выключателя, если
в системе высокого давления оно падает до
уровня, опасного с точки зрения нормальной
работы дугогасительного устройства. Система
высокого давления содержит два резервуара:
основной, расположенный на высоком потен-
циале вблизи от дугогасительного устройства,
и дополнительный, находящийся на потенциале
земли.
Газовая система модернизированных вы-
ключателей фирмы «Вестингауз» была допол-
нена молекулярными осушителями, которые
поглощают влагу из элегаза по мере его ув-
лажнения. Несмотря на то, что в выключателях стали применять изоляцион-
ные материалы с низким содержанием влаги, увлажнение элегаза, особенно
в первые недели после ввода аппарата в эксплуатацию, имеет место, поскольку
выход влаги из материала является медленным процессом. Для поддержания
влажности на низком уровне в системе высокого давления предусмотрена ис-
кусственная утечка элегаза в систему низкого давления, заставляющая рабо-
тать компрессор, прогоняющий элегаз через осушитель. Система утечки
используется только в течение нескольких первых недель эксплуатации для
обеспечения достаточно полного удаления влаги из элегаза.
Основной и дополнительный резервуары выключателя с двумя ступенями
давления соединены между собой механически прочной изоляционной тру-
бой. При давлениях свыше 13 • 10s Па элегаз сжижается уже при положи-
170
тельных температурах. Поэтому резервуары высокого давления теплоизоли-
рованы, а дополнительный резервуар, кроме того, снабжен нагревателем.
Схема подогрева элегаза в выключателе Н912 показана на рис. 4-42.
Конденсат, образующийся при пониженных температурах в основном ре-
зервуаре высокого давления, стекает по соединительной трубе 5 в дополни-
тельный, где собирается в специальном углублении. С наружной стороны
резервуара укреплс. нагреватель 7, работой которого управляет прибор конт-
роля температуры 6. Жидкий элегаз испаряется и нагревается. Нагретый
газ 4 по соединительной трубе 5 вновь поднимается в основной резервуар
Таким образом в системе высокого давления
при пониженных температурах совершается
непрерывный круговой цикл в виде встречных
потоков жидкого 3 и газообразного 4 элегаза.
Для уменьшения мощности нагревателя ре-
зервуары высокого давления имеют тепловую
изоляцию 2.
Выключатели с двумя ступенями давления
для герметизированных распределительных
устройств, предназначенных для наружной
установки, имеют более простую систему по-
догрева. На корпус выключателя накладыва-
ются нагревательные элементы и слой тепло-
изоляции. В этом случае даже при достаточно
низких температурах окружающей среды тем-
пература элегаза поддерживается на уровне
15—25° С.
Ранее указывалось, что в процессе гаше-
ния дуги в выключателе в небольшом количе-
стве образуются газообразные и твердые про-
дукты. Из газообразных в наибольшем количе-
стве образуется соединение SOF2, которое
появ 1яется в результате взаимодействия SF-,
с кислородом, содержащимся в остаточной
влаге и воздухе. Естественно, что количество
соединения SOF2, возникающего при прочих
равных условиях, зависит от влажности элегаза
и материала электродов. При данной же влаж-
ности элегаза количество образовавшегося сое-
динения SOF2 пропорционально энергии, выде-
лившейся в дуге за время ее горения. Француз-
ские исследователи на основании опыта эксплуатации элегазовых выключате-
лей с двумя ступенями давления и автопневматических выключателей уста-
нови ти. что энергия, выделяющаяся в дуге при работе выключателя, равная
1 кДж, вызывает разложение примерно 2,7 см3 элегаза и выделение 1,5 см3
соединения SOFZ.
Энергия в (джоулях), выделяющаяся в дуге при срабатывании выклю-
чателя, равна произведению тока, напряжения на дуге и длительности ее
горения:
Рис. 4-42. Схема подогрева
элегаза в системе высокого
давления
И7 = Д/д/д.
(4-16)
Если за период эксплуатации выключатель произвел п отключений с сум-
марным током /z, то ориентировочное значение полной энергии, выделяю-
щейся при этом, будет
— / jt/д. ср/д. ср>
(4-17)
где Дд.ср и /д.ср — средние значения напряжения на дуге и времени ее го-
рения при работе выключателя.
При испытаниях выключателей на 220 кВ двух типов были получены сле-
дующие средние значения параметров дуги: для выключателя с двумя
171
ступенями давления и двумя разрывами на полюс (см. рис. 4-3) t/д.ср =600 В,
/д.ср = 1,2 • 10-2 с; для автопневматического с четырьмя разрывами на полюс
1/д.ср=800 В, <д.ср=2-10-2 с. Д1я заданного суммарного тока /^нетрудно
вычислить энергию, выделяющуюся при работе обоих типов выключателей,
а также количество образовавшегося соединения SOFz-
Для поглощения продуктов разложения элегаза, и в частности соедине-
ния SOFz, в элегазовых выключателях применяют фильтры-поглотители. Наи-
более распространенным материалом для поглотителей является активирован-
ная окись алюминия. По данным французских исследователей 1 г активиро-
ванной окиси алюминия может поглотить до 14 см3 газа SOFz.
Приведенные количественные данные о газообразовании и поглощающей
способности активированной окиси алюминия дают возможность оценить ко-
личество поглотителя, которое следует заложить в дугогасительное устройство
для удаления газообразных продуктов, возникающих при горении дуги, по
мере их образования.
4-7. Особенности эксплуатации
и перспективы развития элегазовых выключателей
Свойства чистого элегаза и элегаза технического, т. е. содержащего не-
большое количество технологических примесей, определяют условия и специ-
фику эксплуатации устройств, в которых в качестве изоляционной и дуго-
гасительной среды применен элегаз. При температурах, которые могут встре-
ча гься при нормальной эксплуатации аппаратов, чистый элегаз является од-
ним из самых прочных химических соединений и поэтому не воздействует
ни на какие вещества и материалы, применяемые в практике электроаппарато-
строения. Технический, а тем более чистый элегаз не токсичен. Он не горит
и не поддерживает горения, а потому взрыве- и пожаробезопасен, что яв-
ляется одним из важнейших его свойств.
Однако не следует забывать, что хотя элегаз и не токсичен, он в то же
время не поддерживает и жизни. Поэтому при ремонтах и ревизиях элегазо-
вых аппаратов и другого высоковольтного оборудования содержащийся в них
элегаз должен быть эвакуирован и внутренние объемы хорошо провентили-
рованы. И только после достаточного проветривания обслуживающий персо-
нал может быть допущен к работам внутри аппаратов.
Опасность удушья может иметь место в траншеях и других углублениях,
где диффузия затруднена и, следовательно, может накапливаться элегаз,
имеющий в 5 раз большую плотность по сравнению с воздухом. Поэтому
такие траншеи и углубления (перед производством работ, во всяком случае)
должны быть хорошо провентилированы.
Под действием короны или частичных разрядов элегаз разлагается на
низшие, легко гидролизующиеся фториды: SF2, SF4. Теоретически возможно
образование соединения SzFi0. Это токсичное соединение если и образуется,
то в столь малых концентрациях, которые практически не поддаются обна-
ружению.
Под действием высокой температуры электрической дуги элегаз диссоци-
ирует сначала на низшие фториды, в конечном счете превращаясь в практи-
чески одноатомную смесь фтора и серы. Правда, в процессе гашения электри-
ческой дуги в выключателях при уменьшении тока смесь атомов фтора и
серы мгновенно рекомбинирует, образуя исходный продукт — элегаз. Эта
способность самовосстановления является очень важным химическим свой-
ством элегаза, определяющим высокую стабильность его электрических ха-
рактеристик.
Однако восстановительные реакции в полной мере могут происходить
только в чистом элегазе. Во влажном же элегазе образуются остаточные про-
дукты, не вступающие в реакцию между собой. Среди этих продуктов важное
место занимают SF2, SOF2 и др.
В различных конструкциях электрических аппаратов обеспечивается не-
значительная влажность элегаза, существенно зависящая от температуры.
172
Исследования, проведенные на макетах и аппаратах, находящихся в экс-
плуатации, показали, что при влажности, меньшей 200 мг на 1 кг элегаза,
общее количество разложенного элегаза, а также объем образующихся под
действием дуги фторсодержащих соединений (в основном SOF2) пропорцио-
нальны энергии, выделившейся в дуговом промежутке. Выделение в дуге
энергии 1 кДж вызывает разложение примерно 2,7 см3 элегаза и возникнове-
ние 1,5 см3 соединения SOF2. Активированная окись алюминия, применяемая
в элегазовых выключателях, эффективно поглощает продукты, возникающие
при горении дуги в элегазе, и в частности установлено, что 1 г активирован-
ной окиси алюминия поглощает до 14 см3 SOF2.
Под воздействием дуги отключения даже в хорошо осушенном элегазе
в реакцию с ним вступают пары металла электродов, в результате чего обра-
зуются соли плавиковой кислоты и кислот на основе серы в виде тонкого
белого или сероватого порошка, а также незначительное количество низших
фторидов. Сухой порошок — хороший диэлектрик, поэтому его оседание на
поверхности изоляционных материалов практически не ведет к снижению раз-
рядных напряжений по поверхности. Однако оседание порошка на поверхно-
стях проводникового и изоляционного материалов может вызвать усиление
локальной неоднородности электрического поля. При ревизиях порошок легко
убирается обыкновенным сметанием или струей воздуха. Следует, однако,
избегать попадания порошка в дыхательные пути. Поэтому работы рекомен-
дуется вести в противогазе или, по крайней мере, в марлевой маске.
При гидролизе (в закрытом объеме влажного элегаза или при вскрытии
аппарата вследствие воздействия атмосферной влаги) низших соединений об-
разуются кислоты.
Для обеспечения безопасности обслуживающего персонала (при вскры-
тии наполненных элегазом аппаратов), а также для предотвращения образо-
вания плавиковой и других кислот на деталях аппаратов (при взаимодействии
низших фторидов с атмосферной влагой в момент вскрытия аппарата) необ-
ходимо, чтобы эти продукты по мере их образования удалялись. Наиболее
эффективными поглотителями этих газов являются активированная окись
алюминия и гидроокись калия, причем первая более удобна в обращении.
Например, после горения мощной дуги в закрытом сосуде с элегазом объе-
мом 0,17 м3, в который было помещено 450 г активированной окиси алюминия,
через час после погасания дуги не было обнаружено никаких следов низших
фторидов.
Физиологическая проверка также подтвердила высокую эффективность
этого метода очистки. Элегаз, подвергшийся воздействию дуги, пропускали
через небольшое количество активированной окиси алюминия со скоро-
стью 100 см3 в 1 мин. Затем к этому элегазу добавляли кислород в коли-
честве 20%. Крысы после двухчасового пребывания в смеси оставались жи-
выми, и в их легких не было обнаружено никаких изменений.
Если же вследствие какой-либо случайности сразу после воздействия
дуги произошла утечка элегаза из аппарата, установленного в закрытом поме-
щении, то необходимо знать безопасную концентрацию в воздухе элегаза,
загрязненного низшими фторидами.
В опытах над животными было установлено, что при содержании в воз-
духе не свыше 7,5% элегаза, в котором предварительно горела дуга, не на-
блюдалось вредного физиологического воздействия. Это значит, что если
в помещение объемом 28,3 м3 выпустить 14,5 кг элегаза, подвергшегося воз-
действию дуги, то концентрация токсичных веществ не будет опасной.
К сказанному следует добавить, что у персонала японской фирмы «Ми-
цубиси» и американской фирмы «Вестингауз», который, работая без специ-
альных приспособлений, в течение шести лет обслуживал наполненные
элегазом аппараты, ненормальностей при проверке здоровья не обнару-
жилось.
Наконец степень опасности существенно зависит от того, предупрежден
ли о ней человек или нет. В случае утечки элегаза из аппарата, в котором
существовала дуга или корона, резкий раздражающий запах низших фтори-
дов предупреждает персонал задолго до появления реальной опасности.
173
Некоторые из низших фторидов химически активны. При длительном-кон-
такте они разрушающе действуют на многие применяемые в электропро"ыш-
ленности материалы, в частности на уплотнения.
Следует подчеркнуть, что степень воздействия низших фторидов на ма-
териалы, применяемые в конструкциях электрических аппаратов, зависит от
температуры. При температурах до 180° С проблем практически не суще-
ствует.
Срок службы твердой изоляции в элегазе, подвергавшемся воздействию
дуги, оказался значительно меньше, чем в воздухе. Однако применение погло-
тителей существенно улучшает условия работы твердой изоляции.
Наиболее неприятным случаем, который на практике должен быть совер-
шенно исключен, является тот, когда дуга, горящая в атмосфере элегаза, не-
посредственно воздействует на изоляционные материалы, легко разрушаю-
щиеся при высокой температуре дуги. Соединения, которые образуются в этом
случае, могут быть токсичными.
Достоинством всех типов элегазовых выключателей являются: простота
конструкции, хорошая доступность ко всем элементам аппарата, небольшое
количество разрывов, малая длительность горения дуги и незначительная
энергия, выделяющаяся в дуге. Перечисленные особенности аппаратов обес-
печивают удобство их обслуживания, незначительные эксплуатационные рас-
ходы и малый износ контактов, которые, как отмечалось при описании кон-
струкции, остаются в хорошем состоянии после большого числа отключений
полного тока короткого замыкания. Это обстоятельство наряду с надежными
уплотнениями позволяет существенно увеличить интервал между ревизиями
элегазовых выключателей. Так, например, за 10 лет эксплуатации 2500 модулей
фирмы «Вестингауз» не было ни одной замены контактов. Значительное сокра-
щение расходов на эксплуатацию элегазовых выключателей обеспечило боль-
шой спрос их на мировом рынке.
В периодической печати имеются публикации, в которых освещается опыт
эксплуатации элегазовых аппаратов и анализируются причины аварий, проис-
ходивших с элегазовыми аппаратами. Отмечается, что некоторые фирмы, на-
пример «Сименс», сами осуществляют первичный монтаж аппаратов на под-
станции, обучают эксплуатационный персонал обращению с элегазовыми вы-
ключателями и ведут за ними непрерывное наблюдение.
Отмечается высокая надежность уплотнений. В выключателях фирмы
«Сименс» уплотнения, осуществленные кольцами из неопрена (кремнийорга-
нического каучука), обеспечивают работу выключателя в течение 5 лет без
добавления элегаза, утечка которого за этот период не превышает 2% об-
щего его количества. Приводятся и другие примеры. Так, в выкатном элега-
зовом выключателе для КРУ с нормальным давлением 3,4 • 10s Па за 4 года
эксплуатации давление снизилось на 0,15 • 105 Па.
Наблюдения фирмы «Сименс» дали возможность устранить конструктив-
ные ошибки и подтвердили надежную работу фильтров. После года работы
выключателя в элегазе, которым был заполнен аппарат, не было обна-
ружено каких-либо примесей или влаги. Отмечается, что в элегазовых вы-
ключателях эта фирма применяет специально разработанные изоляционные
материалы.
Отмечалось, что за сравнительно небольшой начальный период в США
произошло 5 аварий с элегазовыми выключателями 500 кВ фирмы «Вестин-
гауз». Аварии явились результатом перекрытия по внутренней поверхности
изоляционных труб, соединяющих основной и дополнительный резервуары
высокого давления. Анализ аварий и специальные исследования, проведенные
совместно представителями фирмы и эксплуатации, показали, что причиной
аварий было осаждение влаги на поверхности трубы. При снижении темпера-
туры до значений, меньших 5° С, элегаз во вспомогательном резервуаре вы-
сокого давления конденсируется. Вместе с ним конденсируется и содержаща-
яся в нем влага. Осаждение сконденсировавшейся влаги в трубе и вызывало
ее перекрытие. После уменьшения содержащейся в элегазе влаги с 0,30
до 0,15 г/кг в системе низкого давления и до 0,03 г/кг в системе высокого
давления аварии с выключателями прекратились.
174
В выключателях, снабженных соответствующими логлотителями, не про-
исходит накапливания низших фторидов, некоторые из которых являются
токсичными или химически активными. Токсикологические исследования на
крысах, помещаемых на несколько часов в смесь, состоящую из 20% кисло-
рода и 80% газа, взятого из работавшего выключателя, не выявили какого-
либо вредного влияния на их состояние.
В настоящее время энергетиками ряда стран поставлена задача созда-
ния выключателей, не требующих обслуживания в течение всего периода экс-
плуатационной жизни выключателя, который принят равным 25 годам. В ка-
честве переходной меры с начала 1974 г. во Франции уменьшена частота
обслуживания и улучшена ее эффективность: ежегодная ревизия заменена
ревизией, проводимой раз в три года; периодический ремонт дугогасительных
камер делается каждые девять лет для воздушных и каждые шесть лет для
маломасляных выключателей. Кроме того, предполагается через каждые пять
лет производить ревизию механизмов управления, так как на их долю во
Франции приходится 75—80% всех отказов и дефектов.
Продолжительность жизни выключателя можно рассматривать с двух
точек зрения: состояния дугогасительной и изоляционной среды и стабиль-
ности характеристик механизма и привода.
Отмечается, что наиболее перспективными аппаратами для создания вы-
ключателей без обслуживания являются элегазовые. Элегазовые выключатели
с двумя ступенями давления в некоторых случаях обладают лучшими харак-
теристиками. В то же время они менее экономичны в конструктивном отно-
шении по сравнению с автодутьевыми элегазовыми выключателями. Послед-
ний тип аппарата объединяет максимальные преимущества, необходимые для
создания выключателя без обслуживания: его изоляция не требует контроля
и ухода, и если при отключении дуга горит на графитовых электродах, то не
образуются твердые продукты; он имеет простую по конструкции дугогаси-
тельную камеру и механизм управления, обладающий высокой надежностью;
дугогасительная среда обладает хорошей стабильностью и не нуждается в за-
мене. Все это вместе взятое гарантирует длительную жизнь выключателя
в энергосистемах.
Для элегазовых автодутьевых выключателей без обслуживания наиболее
перспективными типами приводов, по-видимому, являются гидравлические
и пневматические. Многолетний опыт эксплуатации свидетельствует о высокой
надежности этих приводов и высокой стабильности во времени нх харак-
теристик.
С целью выяснения возможности создания выключателей без обслужива-
ния во Франции были проведены специальные испытания. Они включали
в себя типовые механические испытания, имеющие целью установить, может
ли пневмогидравлический привод обеспечить 10 000 операций срабатывания,
и коммутационные испытания автодутьевого элегазового выключателя с та-
ким приводом. Механические характеристики проверялись перед началом ис-
пытаний, после 3000, 6 000 и 10 000 операций. После 3 000 и 6 000 операций
производилась смазка механизма.
Испытаниям на коммутационную способность подвергался полюс авто-
дутьевого выключателя на 245 кВ, 2000 А по рис. 4-27. Испытания были раз-
делены на две серии равной значимости (с суммарным током отключения
1 000 000 А в каждой) и проведены только на одном разрыве при стандарт-
ном возвращающемся напряжении, равном
^1,5 —= 106 кВ.
]/з 2
Проверка состояния дугогасительного устройства была произведена после
первой серии испытаний, чтобы иметь представление о состоянии аппарата:
был произведен анализ газа (определен состав и количество образованных
продуктов разложения) и сделана ревизия контактов. Проверка показала, что
максимальный допустимый износ контактов и изоляционных сопел не имел
места. С теми же самыми деталями выключатель мог бы еще выполнять свои
функции в эксплуатации в течение десяти лет.
175
Результаты механических и коммутационных испытаний подтвердили воз-
можность создания выключателя, не требующего обслуживания в течение
всего периода эксплуатации. Однако при этом потребуется разрешить по
крайней мере две проблемы.
Для элегазовой аппаратуры требуется, чтобы направляющие части и шар-
ниры работали сухими. В этом отношении трудности, возникающие перед
изготовителем, состоят в подборе материалов, позволяющих решить проблему
износа и допускающих большое число операций без обслуживания выключа-
теля. При испытаниях на износ японского двухпериодного автопневматиче-
ского выключателя получены следующие результаты. Ток 2 кА выключатель
Способен отключить 5250 раз (суммарный ток отключения /е=10 500 кА);
ток 8 кА — 500 раз (/е=4 000 кА); ток 50 кА — 30 раз (7е=1 500 кА). Зави-
симость числа отключений от тока в логарифмических координатах представ-
ляется прямой. Ее экстраполяция в область еще больших токов показывает,
что ожидаемое число отключений тока 60 кА более 20, а тока 70 кА — бо-
лее 15. Второй очень важной проблемой является сохранение неизменным
количества элегаза в оборудовании. Это предъявляет повышенные требования
к плотности оболочек, сварных швов и уплотнений. Современная технология
в состоянии решить эти проблемы. Ввиду неоспоримых технико-экономических
преимуществ элегазовых выключателей, они, по мнению французских специ-
алистов, в недалеком будущем вытеснят другие типы выключателей.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ГЕРМЕТИЗИРОВАННЫЕ
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА
5-1. Технический прогресс и совершенствование оборудования
для распределительных устройств
Электрификация является стержнем строительства эконо-
мики коммунистического общества. Она играет ведущую роль
в развитии всех отраслей народного хозяйства, в осуществлении
всего современного технического прогресса. Поэтому электро-
энергетика должна развиваться опережающими темпами. Такое
развитие связано с техническим перевооружением энергетики:
использованием машин все большей единичной мощности, созда-
нием и применением новых комплексов электрических аппара-
тов, позволяющих сократить сроки ввода новых энергетических
объектов и уменьшить затраты на их строительство, повысить
надежность электроснабжения, упростить обслуживание и, сле-
довательно, существенно повысить производительность труда
в электроэнергетике.
Необходимость разработки и применения качественно новых
видов электрических аппаратов диктуется и другими объектив-
ными причинами.
Электрическая энергия во все возрастающих количествах ис-
пользуется не только во всех отраслях народного хозяйства, но
и в быту. Поэтому в крупных городах и промышленных центрах
176
Советского Союза и всего мира потребление энергии удваи-
вается через каждые 6—10 лет. Чтобы удовлетворить все возра-
стающий спрос на электроэнергию, необходимо сооружать новые
распределительные устройства в уже
промышленных центрах. Кроме того, в
тельная потребность в новом оборудо-
вании обусловлена огромной террито-
рией страны и разнообразием клима-
тических условий.
Основной изоляцией оборудования,
устанавливаемого на подстанциях, яв-
ляется атмосферный воздух, который,
как известно, обладает очень невысо-
кой электрической прочностью. Поэто-
му открытые распределительные уст-
ройства (ОРУ) имеют сравнительно
большие размеры. Кривая площади,
необходимой для сооружения ячеек
ОРУ различных классов напряжения,
приведена на рис. 5-1. Между тем в
крупных городах и промышленных
центрах трудно, а подчас и невозмож-
но отыскать площадку необходимых
размеров для сооружения ОРУ.
Рациональное размещение произ-
водительных сил связано с сооруже-
нием энергоемких промышленных про-
изводств в Сибири, строительством
распределительных устройств в рай-
онах с низкими температурами, при-
чем в некоторых случаях приходится
сооружать закрытые распределитель-
ные устройства (ЗРУ). А поскольку
в ЗРУ устанавливается обычное обо-
рудование с атмосферным воздухом в
качестве основной изоляции, такие РУ
требуют сооружения для них дорого-
стоящих помещений больших разме-
ров. В отдаленных районах Сибири
сложившихся городах и
Советском Союзе настоя-
Рис. 5-1. Кривые площадей
и объемов, необходимых
для сооружения ячеек от-
крытых и герметизирован-
ных РУ различных классов
напряжения
транспортные расходы составляют значительную часть всей
стоимости сооружаемых объектов. Поэтому малые габариты и
масса аппаратуры для распределительных устройств позволяют
сократить расходы не только на сооружение здания для РУ,
но и на транспорт. Совершенно очевидно, что для арктических
районов и отдаленных районов Сибири, где остродефицитны
людские ресурсы, необходимо поставлять оборудование для РУ,
не требующее длительного монтажа, регулировки, наладки. Оно
должно быть комплектным, заводского изготовления, надежным,
177
не требующим проведения ремонтных работ. Межревизионный
период должен быть возможно большим. Для эксплуатации
распредустройств с таким оборудованием потребуется мини-
мальное количество персонала.
Тенденции к сокращению эксплуатационного персонала и
эксплуатационных расходов в распределительных устройствах
высокого напряжения, размещенных в прибрежных районах и
районах с сильно загрязненной атмосферой, ведут к необходи-
мости применения в этих районах оборудования, не подвержен-
ного атмосферным воздействиям.
Наконец, в высокогорных районах с сильно разреженной ат-
мосферой, в районах с повышенной сейсмической опасностью
также требуется специальное оборудование для РУ.
Первоначально растущий спрос на электроэнергию в круп-
ных городах обеспечивался прокладкой все новых достаточно
протяженных кабельных линий. Вскоре, однако, стало ясно, что
этот путь не рационален.
Оптимальным решением этой проблемы является передача
мощных потоков электрической энергии при высоком напряже-
нии непосредственно к центрам ее потребления и сооружение
в них подстанций. Однако большие размеры земельных площа-
дей, необходимых для сооружения ОРУ, и жесткие требования
градостроительства практически исключали возможность осуще-
ствления такого варианта.
Строительство ОРУ в крупных городах ограничивается часто
не только недостатком площади, но и архитектурными требова-
ниями и санитарными нормами. Распредустройства не должны
искажать архитектурного облика городов, должны быть безо-
пасны в пожарном отношении, их работа должна быть бесшум-
ной, они не должны создавать радиопомех.
Как показано на рис. 5-1, существенное сокращение размеров
подстанций всех классов напряжения можно получить, если все
элементы установок, находящиеся под высоким потенциалом,
поместить в герметизированные металлические заземленные обо-
лочки, заполненные средой с высокой электрической прочностью.
При надлежащем выборе среды помимо сокращения размеров
уменьшится масса, будет обеспечена пожаро- и взрывобезопас-
ность, бесшумность работы, будут выполнены и другие требо-
вания.
Интенсивное развитие этого нового направления в высоко-
вольтном аппаратостроении стимулировалось особыми усло-
виями, существующими в капиталистических странах: высокой
конъюнктурной стоимостью земельных участков. Для иллюстра-
ции в табл. 5-1 приведены составляющие относительной стои-
мости и полная стоимость в относительных единицах различ-
ных вариантов распределительных устройств 245 кВ, причем
стоимость герметизированного распредустройства принята за
единицу.
178
Табл. 5-1 показывает, что затраты на приобретение земель-
ного участка в некоторых случаях превышают стоимость обору-
дования, устанавливаемого на ОРУ, и его монтаж.
Высокая конъюнктурная стоимость земельных участков
в крупных городах зарубежных стран обусловила экономиче-
скую заинтересованность многих электротехнических фирм мира
в разработке малогабаритных распредустройств.
Таблица 5-1
Наименование Относительная стоимость
ОРУ Частично герметизиро- ванное РУ ГРУ
наруж- ной уста- новки внутрен- ней уста- новки
Аппаратура и монтаж . . 0,51 1,07 0,94 0,94
Земельный участок .... 0,54 0,05 0,04 0,01
Строительство здания • • 0 0,14 0 0,05
Полная стоимость .... 1,05 1,26 0,98 1,0
В условиях Советского Союза и других социалистических
стран фактор конъюнктурной стоимости земли не имеет места.
Поэтому при низкой стоимости земли и наличии земельного
участка соответствующих размеров часто экономичнее строить
ОРУ. Но с 1976 г. в Советском Союзе для предприятий уста-
новлена более высокая стоимость на землю, вследствие чего во
многих случаях ОРУ окажутся менее экономичными. Кроме того,
эстетические требования, санитарные нормы, пожаро- и взрывобе-
зопасность, низкий уровень радиопомех и другие требования
должны быть выполнены. Таким образом, при окончательном
выборе варианта электроснабжения учитываются не только во-
просы стоимости распредустройства, но и вышеперечисленные
требования градостроительства, а также сроки строительства и
трудовые затраты на сооружения РУ и его эксплуатацию. Мало-
габаритные герметизированные распредустройства весьма акту-
альны в связи со строительством гидроэлектростанций, особенно
в районах с низкими температурами.
Стоимость подстанций, сооружаемых у ГЭС, может ока-
заться особенно высокой из-за специфики их размещения. В этом
случае РУ часто располагаются на скальных основаниях, по-
этому подготовка площадок для их сооружения составляет зна-
чительную часть всех расходов. Малые габариты могут сущест-
венно сократить стоимость сооружения РУ в этих специфичных
условиях, заводское изготовление элементов герметизированных
распредустройств позволит существенно сократить сроки ввода
объектов в эксплуатацию.
179
Используя данные об относительной стоимости герметизиро-
ванных распредустройств, покажем экономическую эффектив-
ность их сооружения на конкретных примерах.
При двух ГЭС, сооруженных в Сибири, построены закры-
тые (из-за низких температур) РУ 220 кВ. Эти ЗРУ при техни-
ко-экономическом сопоставлении сравниваются с герметизиро-
ванными.
Результат такого сопоставления, выполненный автором со-
вместно с Л О Гидропроекта, приведен в табл. 5-2, причем стои-
мость оборудования, устанавливаемого в обычных ЗРУ, принята
за 1. Относительная стоимость герметизированного распредус-
тройства, как и в табл. 5-1, принята вдвое большей.
Таблица 5-2
Затраты Относительная стоимость
ГЭС 1 ГЭС 2
ЗРУ ГРУ ЗРУ ГРУ
Оборудование и монтаж • • 1 2 1 2
Строительные работы • • • • 4,95 0,35 3,55 0,27
Всего 5,95 2,35 4,55 2,27
Технико-экономическое сопоставление показывает, что для
ЗРУ при ГЭС 1 потребовалось здание объемом 169 тыс. м3, при
ГЭС 2 — здание объемом 178 тыс. м3, тогда как для установки
герметизированных РУ были бы достаточны здания более чем
в 20 раз меньшего объема.
В рассматриваемых случаях стоимость земельно-скальных
работ составляла до 30% всех строительных работ. Малый
объем здания для ГРУ приводит к существенному сокращению
объема и стоимости работ. Как следует из табл. 5-2, в обоих слу-
чаях расходы, связанные с сооружением герметизированных РУ,
в 2—2,5 раза меньше затрат на создание ЗРУ. Это значит, что
применение герметизированных РУ в условиях крайнего Севера
позволит экономить миллионы рублей на каждом распредус-
тройстве, не говоря уже о сокращении в несколько раз сроков
строительства РУ.
Следует особо подчеркнуть, что малые габариты герметизи-
рованных РУ, комплектуемых из стандартных элементов, позво-
лят создать типовые конструкции здания гидростанций, кабель-
ных туннелей и других устройств.
Вышеуказанное свидетельствует о целесообразности приме-
нения этого типа РУ. С учетом масштабов энергетического
строительства становится очевидным, что в Советском Союзе
герметизированные распредустройства, несомненно, найдут ши-
рокое применение.
180
5-2. Типы малогабаритных распределительных устройств
Существенное сокращение размеров распределительных ус-
тройств может быть получено при замене атмосферного воздуха
изоляционными средами с более высокой электрической проч-
ностью.
В качестве изоляционных материалов для малогабаритных
распределительных устройств могут быть использованы жидкие,
твердые и газообразные диэлектрики.
Еще в 1932 г. были введены в эксплуатацию полностью изо-
лированные распределительные устройства с масляной изоля-
цией. Минеральное масло имеет существенно более высокую
электрическую прочность по сравнению с атмосферным воздухом
и позволяет легко изолировать элементы неправильной геомет-
рической формы. Однако распредустройства с этой изоляцией не
получили широкого распространения вследствие недостатков, ор-
ганически присущих минеральным или синтетическим маслам.
Для РУ с масляной изоляцией требуется большое количество
масла и соответствующих размеров расширительные резервуары.
Масло является пожаро- и взрывоопасной средой, что сильно
ограничивает применение таких РУ в местах с большой концен-
трацией населения. Пожароопасность масла требует создания
противопожарных установок и сливных устройств. Взрывоопас-
ность, обусловленная повышением давления в оболочках при
горении дуги в масле, также требует создания соответствующих
устройств. Кроме того, пробой в масле связан с выделением сво-
бодного твердого углерода и вследствие этого загрязнением
масла продуктами горения, приводящим к резкому понижению
электрической прочности.
Такой пробой может надолго задержать функционирование
РУ. Недостатками аппаратов с масляной изоляцией являются
также их большая масса, неизбежность затрат (в том числе тру-
довых) по уходу за маслом вследствие его старения.
Хлорированные масла по сравнению с минеральным имеют
единственное преимущество — невоспламеняемость. Остальные
недостатки, свойственные минеральному маслу, присущи и хло-
рированному. Кроме того, последнее неприемлемо в РУ из-за его
высокой стоимости и выделения токсичных паров хлорноватой
кислоты при повреждениях.
Серьезные исследовательско-конструкторские работы выпол-
нены в последние годы по разработке малогабаритных распред-
устройств с твердой изоляцией. В ГДР эти работы завершились
созданием в конце 60-х годов подобных распредустройств на на-
пряжения до 36 кВ. Объем ячейки с твердой изоляцией типа
ASIF 36/750 составляет всего лишь 14% объема ячейки на тот
же класс напряжения, но с изоляцией атмосферным воздухом.
Наиболее существенное отличие этих распредустройств от
обычных заключается в способе изоляции элементов первичной
18t
цепи: все элементы, находящиеся под высоким напряжением, по-
крыты слоем твердой изоляции; поверх нее наложен металличе-
ский заземленный кожух, за пределы которого электрическое
поле не проникает.
Распределительное устройство состоит из отдельных ячеек,
количество которых выбирается из условия оптимального элек-
троснабжения потребителей и может быть увеличено с учетом
изменившихся условий. Ячейка содержит неподвижную и выкат-
ную части. Несущий элемент неподвижной части представляет
собой каркас из стальных листов и профилей, на котором смон-
тированы цилиндрические сборные шины, муфты для присоеди-
нения кабелей и клеммный ящик для магистрали оперативных
цепей. На выкатной тележке установлены масломасляный вы-
ключатель, изолированный эпоксидной смолой, привод, измери-
тельные трансформаторы тока и напряжения и шкаф с аппара-
турой релейной защиты. В ячейке нет разъединителя; передвиж-
ная часть вместе с силовым выключателем выкатывается из
неподвижной части, и благодаря этому образуется видимый воз-
душный промежуток.
Разработка и освоение производством распредустройств
с твердой изоляцией на более высокие классы напряжения на-
талкиваются на серьезные трудности. По мере увеличения тол-
щины слоя твердой изоляции градиент пробивного напряжения
уменьшается. При большой толщине слоя твердой изоляции есть
опасность образования газовых пузырьков, трещин и внутрен-
них механических напряжений, которые создают слабые места
в некоторых точках изоляции. Серьезные затруднения могут воз-
никнуть также при сочленении различных элементов распредус-
тройства с твердой изоляцией. В местах стыкования должны
быть исключены возможность развития скользящего разряда по
поверхности диэлектрика и наличие воздушных включений
между металлическими и изоляционными элементами.
Таким образом, наиболее подходящими средами для мало-
габаритных распредустройств высших классов напряжения
являются сжатые газы: воздух и элегаз. В таких распредели-
тельных устройствах все элементы, находящиеся под высоким
напряжением, заключены в герметизированные металлические
заземленные оболочки. Поэтому в дальнейшем мы их будем на-
зывать «герметизированные распределительные устройства» или
сокращенно ГРУ.
Сжатые газы, как было показано выше, при определенных
условиях могут иметь электрическую прочность, существенно
превосходящую прочность всех других диэлектриков. Возмож-
ность варьировать электрическую прочность, меняя давление,
дает конструктору возможность выбора наиболее экономичного
решения. Соображения, которыми приходится руководствоваться
при выборе того или иного газа, следующие. Для обеспечения
одной и той же электрической прочности требуется в три раза
182
Рис. 5-2. Схематический разрез полюса ячейки ГРУ на 170 кВ
/ — сборные шины. 2 — разъединитель. 3 — заземлитель с ручным управлением, 4 — трансформатор тока, 5 — выключатель, 6 —
промежуточны!! соединительный элемент, 7— кабельная муфта, 8— быстродействующий автоматический заземлитель, 9 — указа-
тель положения, /О — кабель
£81
меньшее давление элегаза по сравнению с воздухом. Следова-
тельно, требуемая механическая прочность оболочек элегазовых
РУ существенно ниже, чем со сжатым воздухом. Однако к уп-
лотнениям элегазовых ГРУ предъявляются более высокие требо-
вания. Кроме того, элегаз обладает существенно лучшей дугога-
сительной способностью.
Рис. 5-3. ГРУ на 170 кВ «Семперштейг»: а — вид на вы-
ключатели, б — вид на сборные шины и разъединители
Авторы разработок ГРУ с воздушной изоляцией обосновы-
вали выбор среды низкой стоимостью воздуха и многолетним
опытом его использования в высоковольтных установках. Од-
нако к настоящему времени уже накоплен достаточный опыт
эксплуатации как установок со сжатым воздухом, так и с элега-
зом, который подтвердил неоспоримые преимущества элегаза.
Именно по этой причине голландская фирма «Кок-Утрехт», вы-
пускающая ГРУ со сжатым воздухом, в аппаратах для ГРУ на
высшие классы напряжения в качестве изоляционной и дугогаси-
тельной среды стала применять элегаз.
Следует отметить, что ведутся работы как в Советском Со-
юзе, так и за рубежом по созданию герметизированных распред-
184
устройств на более высокие параметры и напряжения вплоть до
1150 кВ.
Представление о принципах построения, конструктивном ис-
полнении и компоновках ГРУ дают рис. 5-2, 5-3 и 5-4. На
рис. 5-2 приведен схематический разрез полюса ячейки ГРУ на
170 кВ, изготовленного фирмой «Броун Бовери» и установлен-
Рис. 5-4. Разрез полюса ячейки ГРУ на 245 кВ
1 — сборные шины, 2 — шинный разъединитель, 3 — заземлитель, 4 — соединительный
узел, 5 — трансформатор напряжения, 6 — выключатель, 7 — привод, 8 — трансформа-
тор тока, 9 — линейный разъединитель, 10 — быстродействующий заземлитель, 11 —
кабельная муфта
ного в г. Цюрихе под улицей Семперштейг, а на рис. 5-3 — две
фотографии этого РУ: вид на выключатели по площадке обслу-
живания (рис. а) и вид на сборные шины, разъединители и
трансформаторы тока (рис. б). На рис. 5-4 приведен разрез по-
люса ячейки ГРУ на 245 кВ, выпускаемого фирмой «Вестин-
гауз». Все находящиеся под высоким напряжением элементы за-
крыты металлическими оболочками, заполненными элегазом при
небольшом избыточном давлении, который обеспечивает необхо-
димую электрическую прочность. Токоведущие элементы удер-
живаются изоляторами из эпоксидной смолы.
185
5-3. Конструкции герметизированных
распределительных устройств
Герметизированные распредустройства в конструктивном от-
ношении коренным образом отличаются от обычных РУ. Су-
ществует довольно большое разнообразие конструкций и ком-
поновок герметизированных РУ, которое объясняется многими
причинами: научно-техническим и технологическим уровнем, до-
стигнутым той или иной фирмой, стремлением использовать
в ГРУ уже освоенные производством детали, узлы или даже
целые аппараты, особенностью целей и задач, которые решаются
при применении ГРУ, сроками изготовления и т. д.
Для наиболее быстрого и эффективного решения сложных
задач, связанных с разработкой и промышленным освоением но-
вых аппаратов, некоторые зарубежные электротехнические
фирмы объединяют свои усилия.
Конструкция ГРУ существенным образом зависит от типа и
конструкции выключателя. Фирма «Калор-Эмаг» одной из пер-
вых стала поставлять элегазовые ГРУ. В них были применены
маломасляные выключатели, широко распространенные в Запад-
ной Европе. Разрез ячейки такого ГРУ на ПО кВ с двойной си-
стемой сборных шин и откатным выключателем приведен на
рис. 5-5.
Полюс малообъемного масляного выключателя 2 с двумя по-
следовательно включенными дугогасительными камерами уста-
новлен в герметичном корпусе из алюминиевого сплава на эпок-
сидных изоляторах. Изоляцией выключателя от корпуса яв-
ляется элегаз при избыточном давлении 0,5- 105 Па. В данном
случае применение более высокого давления нецелесообразно,
так как размеры ячейки определяются габаритами выключателя
и уменьшение газового промежутка практически не отразится на
общих ее размерах. Кроме того, при аварийном снижении давле-
ния до атмосферного уровень изоляции на землю снижается не-
значительно.
Каждый полюс выключателя снабжен пружинным приводом,
расположенным с передней стороны в шкафу. Движение от при-
вода подвижным системам дугогасительного устройства пере-
дается через изоляционный вал с уплотняющими устройствами.
Отработанные газы, образующиеся в процессе гашения дуги, от-
водятся за пределы корпуса через выводные трубы. Осмотр и
ревизия контактов выключателя осуществляются через эти трубы
без нарушения герметизации корпуса. В ГРУ с выкатными вы
ключателями прямой (нижний) и изогнутый (верхний) токопро-
воды оканчиваются втычными контактами, которые при вкаты-
вании выключателя входят в розеточные, находящиеся в непо-
движной части ячейки.
Основой ячейки является рама с направляющими для вы-
ключателей. Неподвижная ее часть монтируется на каркасе, ко-
186
торый вместе с рамой образует единое целое. На каркасе смон-
тированы двойная система сборных шин, шинные разъедини-
тели, соединительные узлы с розеточными контактами, транс-
форматоры тока и напряжения, кабельные муфты, заземлители.
В ГРУ с выкатным выключателем отпадает необходимость
в разъединителе, который в случае встроенного выключателя
необходимо устанавливать в цепи подводящего кабеля.
Рис. 5-5. ГРУ на 110 кВ с откатным малообъемным масляным выключателем
7 — привод, 2 — малообъемный масляный выключатель, 3 — трансформатор тока, 4 —
соединительное устройство, 5 — сборные шины, 6 — быстродействующий заземлитель,
7 — кабельная муфта, 8 — трансформатор напряжения
В ГРУ со встроенными выключателями корпуса последних
являются несущими опорами.
Выключатель является наиболее сложным элементом распре-
делительного устройства. В целях ускорения выпуска герметизи-
рованных распредустройств и уменьшения их стоимости фирмы
США и Англии применили в них элегазовые выключатели, ранее
изготовлявшиеся для ОРУ. На рис. 5-4 показано американское
ГРУ на 245 кВ, в котором применен слегка модифицированный
элегазовый выключатель с баком чечевицеобразной формы.
В этих выключателях обычные вводы заменены соедини-
тельными узлами.
187
S 10
ячейки ГРУ
на
Рис. 5-6. Схематическое устройство
300 кВ
/ — ввод от ЛЭП, 2 —линейный разъединитель, 3 — заземли-
тель, 4—трансформатор тока, 5—выключатель, 6 — транс-
форматор напряжения, 7, 8 — соединительные элементы, 9 —
герметизирующие конические изоляторы, 10 — шинный разъ-
единитель, // — фарфоровый приводной вал разъединителя,
12 — оболочка сборной шины, 13 — негерметичные конические
изоляторы сборных шин, 14 — приборы контроля плотности или
давления элегаза
Конструктивная схема ячейки английского ГРУ приведена на
рис. 5-6. В нем применен элегазовый выключатель бельгийской
фирмы «Асек Шарлеруа» с горизонтально расположенным ба-
ком (см. рис. 4-9). И в этом случае вводы выключателя заме-
нены Т- и F-образными соединительными элементами ГРУ. Пре-
дусмотрена возможность присоединения ГРУ к воздушной линии
Рис. 5-7. Ячейка ГРУ с вертикально распо-
ложенным выключателем
электропередачи и уста-
новки его на открытом
воздухе. Площадки об-
служивания, лестницы и
переходы обеспечивают
доступ ко всем элемен-
там ГРУ и удобство его
обслуживания. Разъеди-
нители и заземлители
объединены в одну кон-
струкцию. Совершенно
очевидно, что хотя для
ГРУ с обычными, серийно
выпускаемыми выключа-
телями требуется много
меньшая площадь и объ-
ем, возможности дальней-
шего их сокращения да-
леко не исчерпаны.
На рис. 5-7 приведена
фотография опытной
ячейки ГРУ с вертикаль-
но расположенным вы-
ключателем, который был
разработан специально
для этой цели, а на
рис. 5-8 конструктивное
исполнение ГРУ на 245 кВ. Корпус вертикально расположен-
ного выключателя является опорой для двух разъединителей,
которые в свою очередь поддерживают сборные шины. При та-
ком решении исключается необходимость в поддерживающих
опорах и обеспечивается удобство эксплуатации, так как эле-
менты ГРУ доступны с поверхности пола. В цилиндрическом
корпусе соосно с ним размещено дугогасительное устройство,
схематически изображенное на рис. 4-3.
ГРУ с горизонтально расположенным выключателем пока-
зано на рис. 5-2 и 5-3. Выключатель на 170 кВ содержит два ду-
гогасительных разрыва. Конструктивная схема этого выключа-
теля показана на рис. 4-23.
Конструкция этого выключателя разработана специально для
ГРУ, которое размещается на меньшей площади, чем ГРУ с не-
специализированными выключателями.
189
На рис. 5-9 показана фотография ячейки ГРУ на ПО кВ
Л ПО «Электроаппарат». Полюс ячейки содержит автопневмати-
ческий элегазовый, вертикально расположенный одноразрывный
выключатель с пневмоприводом, линейный и шинный разъедини-
тели со встроенными заземлителями, трансформаторы тока и две
системы сборных шин. Ячейки допускают присоединение к си-
Рис. 5-8. Конструктивное исполнение ГРУ
на 245 кВ, пять ячеек, с двойной системой
шин
/ — кабельная муфта, 2 — разъединитель. 3 —
трансформатор напряжения, 4 — выключатель,
5 — заземлитель, 6, 7 ~~ сборные шины
на 220 кВ или более высокий класс
стеме как с помощью
кабелей, так и с по-
мощью воздушных
ЛЭП. В последнем
случае ячейки допол-
няются вводами воз-
дух — элегаз.
Проблема удовлет-
ворения резко возрос-
шего спроса на элек-
трическую энергию
в некоторых случаях
решается единственно
возможным способом:
переходом на более
высокий класс напря-
жения, что связано
с немалыми трудно-
стями. Одной из них
является ограничен-
ность площади и объ-
ема РУ. Малые раз-
меры герметизирован-
ных РУ дают возмож-
ность в помещении
двадцатикиловольтного
распредустройства раз-
местить ГРУ на ПО кВ
либо на площадке ОРУ
110 кВ р азместить ГРУ
напряжения.
Во многих городах и промышленных центрах Западной Ев-
ропы и Японии осуществлен такой переход на более высокие
классы напряжения.
Накопленный опыт говорит о том, что конструкция элементов
и ГРУ в целом должна обеспечивать возможность приспособле-
ния к местным условиям: вписываться в помещения различной
конфигурации и ограниченного объема. Но и в других случаях,
когда помещение для ГРУ необходимо создать, его объем отра-
жается на стоимости ГРУ в целом. Объем занимаемого помеще-
ния зависит от конструктивного исполнения как выключателя,
так и других элементов ГРУ: сборных шин, разъединителя, ус-
190
тройства для измерения напряжения и т. д. Влияние конструк-
ции сборных шин на размеры помещения иллюстрируется
рис. 5-10. При трехфазном исполнении сборных шин требуется
помещение на 15% меньшего объема, чем при пофазном их рас-
положении.
На рис. 5-11 показан разрез ячейки ГРУ фирмы «Сименс» на
245/300 кВ с двойной системой трехфазных шин 10, являющихся
основанием, на котором установлены шинные разъединители 2
с заземлителями 1.
Рис. 5-9. Ячейка ГРУ ПО кВ ЛПО «Электро-
аппарат»
Разъединители связаны между собой соединительным эле-
ментом, на котором установлен промежуточный элемент с рабо-
чим заземлителем 3 и трансформатором тока 4. Компоновка
ячейки удачно сочетается с автопневматическим выключателем
5 с двумя разрывами, управляемым гидравлическим приводом 6.
Кабельные муфты 9 позволяют подключать к ячейкам ГРУ
кабели с масляной или газовой изоляцией сечением до 2000 мм2.
Между кабельной муфтой и выключателем установлены рабочий
заземлитель 3 и линейный разъединитель 7 с быстродействую-
щим заземлителем 8.
191
Эта же фирма выпускает трехфазные ячейки ГРУ типа 8D6.
В них все три фазы не только сборных шин, но и остальных
элементов ГРУ, в том числе и выключателей, заключены в об-
щую оболочку. Фирма считает, что с точки зрения эксплуатаци-
онной надежности трехфазное исполнение ГРУ равноценно одно-
фазному, но по сравнению с ним позволяет уменьшить шаг
ячейки на напряжение 123—145 кВ с 2,4 м до 1,4 м. Такой ма-
лый шаг позволяет дополнительно сократить площадь, необхо-
димую для монтажа ГРУ. Кроме того, при трехфазном исполне-
Рис. 5-10. Варианты исполнения ГРУ на 245 кВ с двойной си-
стемой сборных шин: а — пофазное исполнение сборных шин, б —
трехфазное исполнение
/ — сборные шины, 2 — заземлитель, 3 — разъединитель сборных шин, 4 —
трансформатор тока, 5 — выключатель, 6 — шкаф управления, 7 — линейный
разъединитель, 8 — кабельная муфта, 9— приставка к емкостному дели-
телю напряжения, 10 — трансформатор тока
нии сокращается до 30% суммарная длина уплотнений и при
данном диаметре оболочки из углеродистой стали существенно
повышается допустимый номинальный ток.
Наиболее важные технические данные ГРУ, выпускаемых
фирмой «Сименс», приведены в табл. 5-3.
Стальные оболочки элементов ГРУ обеспечивают годовые
утечки элегаза, не превышающие 1%. Они снабжены предохра-
нительными мембранами, исключающими недопустимое повыше-
ние давления. Для уменьшения потерь в однофазных оболоч-
ках, выполненных из конструкционной стали, на пути магнит-
ного потока предусмотрен зазор 6, равный 0,02—0,03 диаметра
оболочки. Для герметизации внутреннего объема этот продоль-
ный зазор закрыт пластиной из немагнитного материала, прива-
ренной по бокам к оболочке. Ввиду малой толщины пластины
потери в ней исчезающе малы. Токоведущие части в однопо-
люсных элементах крепятся с помощью конических изоляторов.
192
«4
А. И. Полтев
Таблица 5-3
Тип распределительного устройства 8Д6 8Д2 8Д4 8Д5 8Д7
Класс напряжения, кВ • 123—145 123—170 245—362 420—525 765—800
Испытательное напряжение ной частоты, кВ промышлен- 230—275 230—325 395—520 520—680 850—900
Испытательное напряжение при коммута- ционных импульсах, кВ — — 950 1050—1175 1425—1550
Импульсное испытательное кВ напряжение, 550—650 550—750 950—1175 1300—1550 1800—1950
Давление элегаза при распредустройство • • • 20°С, Па (4,3—4,9)-10» (2,3—3,5)-10® (3,5—4,5)-10» (4,8—5,4)-10» 4,8-10®
выключатель 7,5-10® 7,5-10® 7,5-10® 7,5-10» 7,5-10*
Номинальный ток, А ответвление 1250—2500 1250—2500 1600—3150 2000—4000 4000—6300
сборная шина 1600—3150 1600—3150 2500—4000 2500—5000 4000—8000
Ток отключения, кА ... ....... 31,5—40 31,5—40 40—50 63* 50—63 80* 50—63 80*
Ударный ток к. з., кА • - 80—100 75—100 100—125 160* 125—160 200* 125—160 200*
Размеры ячейки: Шаг X длина X высота, м 1,4X6X5 2,4X4,5X3,6 3x5,8X5,5 3,6X7,6X6,4 4,5x11,2x9
* Устройства на эти параметры разрабатываются.
ББ85
В ячейке нормального исполнения два рабочих заземлителя
установлены по обе стороны выключателя и один быстродей-
ствующий заземлитель — у кабельной муфты или воздушного
ввода.
Однофазные заземлители сборных шин могут быть смонти-
рованы на любой ячейке ГРУ либо как рабочие, либо как бы-
194
Рис. 5-11. Разрез ячейки ГРУ с двойной
системой трехфазных шин на напряжение
245/300 кВ
стродействующие. Все за-
землители снабжены мо-
торными приводами.
В ГРУ высших клас-
сов напряжения размеры
измерительных трансфор-
маторов напряжения вли-
яют на габариты всего
распредустройства. По-
этому при напряжениях
170 кВ и выше широко
применяются емкостные
делители напряжения с
усилителем на выходе
или с согласующей при-
ставкой.
В случаях когда за-
щиту трансформаторов,
кабельных или воздуш-
ных линий возможно воз-
ложить на соседние под-
станции, в зарубежной
практике широко приме-
няют ГРУ, выполненные
по упрощенным схемам.
Так, в ФРГ в 1972 г. при-
мерно половина всех
вновь сооруженных РУ
были герметизированны-
ми и из них половина —
с выключателями нагруз-
ки. ГРУ на НО кВ фир-
мы «Сименс» с выключа-
телями нагрузки для
кольцевой кабельной сети приведено на рис. 5-12.
Три выключателя нагрузки 2 с заземлителями 3 установлены
в цепях трансформатора 1 и кабелей 4. ГРУ органически сочле-
няется с трансформатором, при этом достигается максимальная
компактность РУ в целом.
В случае незначительной нехватки площади для сооруженья
ОРУ, когда, к тому же, другие соображения, ограничивающие
его применение, отпадают, возможно промежуточное решение —
сооружение частично герметизированного РУ. В ГРУ примене-
ние атмосферного воздуха в качестве изоляции полностью ис-
ключено. В частично же герметизированном РУ для некоторых
его элементов окружающий воздух используется в качестве изо-
ляции. Пример такого решения приведен на рис. 5-13, кото-
рый наглядно показывает, что воздушные выключатели с атмо-
7*
195
сферным воздухом в качестве изоляции существенно увеличи-
вают размеры устройства. Целесообразность использования
такого решения зависит от стоимости земельных участков. При
сравнительно невысокой их стоимости такое решение может ока-
заться оптимальным. Герметизация сборных шин, разъедините-
лей могла бы дать оригинальное решение РУ на некоторых гид-
ростанциях Сибири.
Вариант частично герметизированного РУ может возникать
естественным образом — при недостатке площади для расшире-
ния ОРУ. В этом случае
дальнейшее развитие РУ
ведут, используя гермети-
зированные элементы.
Установлено, что с по-
вышением рабочего на-
пряжения увеличивается
воздействие электриче-
ского поля на организм
человека. Длительная ра-
бота персонала на под-
станциях 500 кВ без
средств защиты приводит
к нарушению функцио-
нального состояния цент-
ральной нервной системы,
сердечно-сосудистой си-
стемы, изменению состава
крови и снижению поло-
вой потенции. Воздейст-
вие электрического поля
усиливается с увеличе-
нием рабочего напряже-
ния, причем глубина функ-
циональных расстройств
находится в прямой зависимости от длительности пребывания
в поле. Учитывая это обстоятельство, ОРУ на 500 кВ и выше
нельзя сооружать в густо заселенных районах.
Сооружение приемных подстанций сверхвысоких и ультравы-
соких классов напряжения на значительном удалении от цент-
ров потребления энергии потребует значительных расходов на
ее распределение. Поэтому экономически целесообразным реше-
нием может оказаться сооружение приемно-распределительного
устройства в герметизированном варианте вблизи от центра по-
требления нагрузки. Для осуществления глубокого ввода может
быть применен отрезок газоизолированной линии электропере-
дачи, который продолжает воздушную ЛЭП в городской черте.
Проект распределительного устройства на напряжение
1300 кВ с двумя подходящими воздушными линиями электро-
196
передачи, четырьмя трехфазными комплектами понижающих
трансформаторов мощностью 3000 МВ-А каждый и запасной
ячейкой показан на рис. 5-14. Трансформаторы 5, реакторы 6 и
защитные разрядники 7 установлены на открытой части под-
станции. Герметизированные выключатели 3, сборные шины 1
и 2, разъединители, заземлители и измерительные трансформа-
торы 4 установлены в специальном помещении. Площадь, необ-
ходимая для одной ячейки ГРУ, равна 315 м2, а для ячейки
ОРУ—16 600 м2. Таким образом, если из рассмотрения исклю-
чить трансформаторы, установленные в обоих случаях снаружи,
для ГРУ на 1300 кВ требуется площадь, примерно в 50 раз
меньшая, чем для ОРУ. Благодаря малым размерам ГРУ все
его элементы будут надежно защищены от волн атмосферного
Рис. 5-13. Частично герметизированное РУ
перенапряжения, распространяющихся по воздушным ЛЭП,
комплектом разрядников, установленных на входе в ГРУ. Ком-
мутационные перенапряжения снижаются посредством реакто-
ров и шунтирующих сопротивлений, через которые подклю-
чаются длинные линии электропередачи.
Герметизированные распредустройства могут располагаться
как внутри, так и вне помещений.
Расходы на строительство помещения приблизительно про-
порциональны его объему, который, как показывает рис. 5-1,
увеличивается быстрее, чем класс напряжения. Так, стоимость
помещения для ГРУ 123 кВ составляет 2 — 3% общей стои-
мости, а при напряжении 1300 кВ строительные расходы со-
ставят примерно 10%. И тем не менее предпочтение отдается
этому варианту, хотя прорабатывались и варианты открытой
установки ГРУ 1300 кВ. Основным доводом в пользу внутренней
установки ГРУ является необходимость обеспечения высокой
197
степени чистоты при проведении монтажа и ремонтных работ и
независимость их от погодных условий. Кроме того, при выборе
вариантов наружной или внутренней установки ГРУ учитывают
то, что при наружной установке приходится предусматривать
Рис. 5-14. ГРУ на 1300 кВ фирмы «Сименс»
подогрев элегаза в системе высокого давления (в случае вы-
ключателя с двумя системами давления), защиту оболочек от
коррозии и от атмосферных влияний, а также усложнение усло-
вий монтажа. В то же время легкое помещение из асбоцемент-
198
ных или стальных листов во многих случаях меньше удорожа-
ния, вызванного указанными причинами.
Рассмотренные ГРУ в соответствии с главной схемой элект-
рических соединений собираются из отдельных стандартных эле-
ментов заводского изготовления. Такими элементами, как видно,
из рис. 5-2, являются выключатели, выключатели нагрузки, од-
нофазные или трехфазные секции сборных шин, разъединители,
измерительные трансформаторы, кабельные муфты и др.
Эти элементы на заводе-изготовителе собираются, проверя-
ются и заполняются элегазом (или сухим азотом) до неболь-
шого избыточного давления и после заводских испытаний
в практически готовом виде поставляются на место монтажа.
В некоторых случаях, когда это допускают транспортные габа-
риты и масса, завод поставляет полностью собранные ячейки.
Например, трехфазная ячейка ГРУ фирмы «Броун Бовери»
на 145 кВ с выключателем, трехфазной сборной шиной, шинным
и линейным разъединителями, трансформаторами тока и напря-
жения, кабельной муфтой и заземлителем свободно вписывается
в транспортные габариты; масса ячейки всего лишь 4,5 • 103 кг.
Для сравнения укажем, что комплект аппаратов для ячейки
ОРУ НО кВ, содержащий воздушный выключатель, два разъе-
динителя, два трансформатора тока и трансформатор напряже-
ния, имеет массу 11-10® кг, причем воздушный выключатель
отправляется с завода в несобранном виде.
При сборке ГРУ из стандартных элементов часто применяют
промежуточные соединительные элементы (см., например, рис.
5-2, 5-9), которые вакуумируются и заполняются элегазом после
окончательной сборки ГРУ на месте.
Сборка из стандартных элементов распредустройства по раз-
личным схемам, например с одной или несколькими системами
сборных шин, с кольцевой системой шин, с продольным и попе-
речным секционированием и т. д., становится возможной лишь
в том случае, если эти элементы имеют единую форму и раз-
меры. Замена одного элемента другим в соответствии с главной
схемой электрических соединений возможна в том случае, если
они имеют одинаковую длину, расстояния между осями флан-
цев, одинаковые по всему ГРУ фланцевые и контактные соеди-
нения и т. д.
Единая для всего ГРУ конструкция разъемных контактов,
воспринимающих температурные расширения токопроводов,
обеспечивает удобную и быструю сборку РУ. Токопроводы под-
держиваются одинаковыми изоляторами, которые одновременно
обеспечивают герметизацию отдельных элементов ГРУ. Благо-
даря этому при ремонте одного из элементов давление газа
в соседних сохраняется.
Требуемый уровень изоляции во всех элементах ГРУ обеспе-
чивается сжатым элегазом, электрическая прочность которого
растет с давлением. Поэтому в ГРУ становится возможной уни-
199
фикация не только в пределах данного класса напряжения:
многие элементы ГРУ, имеющие одни и те же размеры, при-
годны для соседних классов напряжения, если соответствую-
щим образом выбрано давление. Так, фирма «Телефункен» ГРУ
на напряжения 125, 170 и 300 кВ комплектует из одних и тех же
элементов, принимая в них различные давления. При темпера-
туре 20° С абсолютное давление элегаза для напряжения 125 кВ
равно 2,5 • 105 Па, для напряжения 170 кВ — 3,5 • 105 Па и для
напряжений 250—300 кВ — 4,5 • 105 Па. Естественно, что вы-
ключатели, трансформаторы напряжения, вводы и кабельные
муфты для различных классов напряжения будут различными.
Комплектование ГРУ из стандартных элементов, а тем более
из целых ячеек заводского изготовления существенно сокращает
сроки сооружения распределительных устройств и количество
монтажного персонала. Но квалификация монтажников, естест-
венно, должна быть более высокой. Малые габариты и масса,
позволяющие транспортировать целые ячейки, сжатые сроки
строительства, небольшие трудовые затраты на сооружение и
обслуживание ГРУ дают возможность наилучшим образом ре-
шать задачи энергетического строительства в отдаленных рай-
онах Советского Союза, испытывающих недостаток рабочей
силы. ГРУ могут явиться оптимальным решением при расшире-
нии крупных заводских или городских РУ, переводе их на более
высокий класс напряжения и других перестройках, связанных
с нехваткой площади и объема.
В некоторых промышленных районах с сильно загрязненной
атмосферой, а также в прибрежных районах даже при установке
там аппаратов с усиленной изоляцией существует реальная
опасность перекрытия изоляции из-за загрязнения ее солями и
другими проводящими осадками. В этих случаях на ОРУ при-
ходится предусматривать регулярное проведение работ по
очистке изоляции или же строить дорогостоящие закрытые РУ.
Герметизированные распредустройства даже открытой уста-
новки не подвержены атмосферным воздействиям, поскольку
изоляционные элементы закрыты металлическими оболочками,
которые одновременно являются электромагнитными экранами,
защищающими от воздействия электрических и магнитных по-
лей и исключающими радиопомехи. Кроме того, заземленные
металлические оболочки, закрывающие элементы, которые на-
ходятся под высшим напряжением, обеспечивают полную безо-
пасность для персонала.
В жилых районах, где недопустим повышенный уровень
шума, исключается возможность сооружения ОРУ с воздуш-
ными выключателями. Строительство ОРУ, кроме того, может
ограничиваться архитектурными требованиями, стремлением со-
хранить окружающую природу, ландшафт и т. д. ГРУ же рабо-
тают бесшумно и очень хорошо могут быть приспособлены
к окружающим условиям.
200
В США, в городе Арлингтоне,
для электроснабжения нового жи-
лого массива в его центре построе-
на подстанции с 4 понижающими
трансформаторами на 150 МВ-А,
230/34,5 кВ каждый и герметизиро-
ванным распредустройством.
Для ее сооружения приобретен
участок размером 76x82=6232 м2,
причем сама подстанция размести-
лась на площади 1600 м2, на ос-
тальной площади разбит парковый
уголок с фонтаном и водопадами,
в результате чего участок застройки
не только не портит архитектуры
города, но и имеет привлекательный
вид.
Другим достаточно наглядным
примером приспособления гермети-
зированных распредустройств к су-
ществующим условиям является
подстанция Семперштейг в г. Цю-
рихе, поперечный разрез которой
показан на рис. 5-15. Эта подстан-
ция расположена под наклонной
улицей, представляющей собой пе-
шеходную дорогу шириной 12 м.
Наклон улицы облегчил строитель-
ство подземного сооружения с дос-
тупом к нему из нижней части
улицы. После окончания строитель-
ства пешеходное движение было во-
зобновлено по всей ширине улицы.
Центральная часть распредус-
тройства представляет собой много-
этажное сооружение, в котором раз-
мещены РУ на 170 кВ (5) и на
11 кВ (4), а также вспомогательные
помещения и помещения с пультами
управления 3 и 6. Трансформатор-
ный отсек 2 отделен от распредус-
тройства лестничной клеткой и шах-
той подъемника. Транспортный
подъезд 1 шириной 3 м закрыт
крышкой, которая в необходимых
случаях открывается с помощью
гидравлического подъемника. Нор-
мально подстанция работает без
Рис. 5-15. Поперечный разрез
подстанции «Семперштейг»
в г. Цюрихе (Швейцария)
201
обслуживающего персонала, однако для удобства проведения
пуско-наладочных работ, осмотров, проверки предусмотрен
пульт управления. ГРУ подключается к питающей сети 170 кВ
двумя маслонаполненными кабелями. На подстанции установ-
лены два понижающих трансформатора на 30 МВ-А, 170/11 кВ
и предусмотрено место для третьего.
В настоящее время имеется значительный международный
опыт эксплуатации ГРУ. Первоначально фирмы гарантировали
межревизионный период в несколько лет и утечку элегаза 10 —
20% в год. Затем, по мере накопления опыта эксплуатации и
совершенствования отдельных узлов (в частности, уплотнений)
и производства в целом, допустимые утечки были снижены бо-
лее чем на порядок, а межревизионный период существенно
увеличен.
В процессе эксплуатации ГРУ при достаточно надежных
уплотнениях статические элементы не требуют ухода вообще,
а для элементов с подвижными частями фирма «Броун Бовери»
гарантирует межревизионный период 10 лет. Смена контактных
частей выключателя после допустимого числа отключений ко-
роткого замыкания легко производится через люки.
В настоящее время решается задача создания выключателей
и всего комплекса аппаратов для герметизированных распред-
устройств, не требующих обслуживания в течение всего срока
эксплуатации. Таким образом, расходы на эксплуатацию подоб-
ного ГРУ намного ниже, чем на эксплуатацию ОРУ. Особенно
уменьшаются затраты человеческого труда. Вследствие этого
специалисты ФРГ и других стран считают, что в недалеком бу-
дущем все вновь вводимые распредустройства будут герметизи-
рованными.
В Советском Союзе свыше 40% всего персонала, работаю-
щего в энергетике, занято эксплуатацией электрических сетей.
Применение в широких масштабах герметизированных распред-
устройств позволит ускорить темпы развития энергетики и со-
кращением численности эксплуатационного персонала не-
сколько уменьшить дефицит в рабочей силе.
Следует, наконец, отметить, что малые габариты и масса
ГРУ позволяют создавать передвижные распределительные
устройства, необходимые для питания электрической энергией
временных энергоемких потребителей, например, при строитель-
стве крупных объектов и др.
5-4. Конструктивное исполнение элементов ГРУ
Наиболее ответственными элементами герметизированных
распределительных устройств являются коммутационные аппа-
раты, содержащие подвижные части, контакты и дугогаситель-
ные устройства, имеющиеся в выключателях и выключателях
нагрузки, конструкции которых рассмотрены в гл. 4. Выключа-
202
тель фирмы «Сименс» для ГРУ на 800 кВ содержит три двураз-
рывных модуля (см. рис. 4-28) с гидропневматическими приво-
дами. Полностью готовый выключатель с завода-изготовителя
удобно доставлять на место установки на автоприцепе.
Разъединители. Достаточно сложным коммутационным
элементом ГРУ является разъединитель, предназначенный для
включения и отключения обесточенных участков электрической
цепи. Разъединители, установленные на ОРУ, имеют видимый
разрыв с повышенной электрической прочностью. Наличие види-
мого разрыва является необходимым условием обеспечения
безопасных условий работы на подстанциях.
В ГРУ обеспечить видимый разрыв практически невозможно.
Правда, в оболочках разъединителей иногда делают смотровые
окошки, однако наблюдение сквозь них за положением контак-
тов связано с опасностью светового воздействия дуги на глаза
наблюдающего, которая может возникнуть между контактами
разъединителя. Кроме того, при визуальном контроле не гаран-
тируется полное включение контактов аппарата. Механическая
связь подвижного контакта с хорошо видимым указателем по-
ложения, установленным снаружи кожуха, не обеспечивает до-
статочной безопасности обслуживающего персонала.
Первоначально, пока не было достаточного опыта эксплуа-
тации ГРУ, опасались перекрытий междуконтактных промежут-
ков разъединителей при перенапряжениях из-за утечки элегаза
и других повреждений. Поэтому применяли разъединители
с двумя разрывами, причем средняя часть заземлялась, а каж-
дый из разрывов рассчитывался на полное напряжение.
Применялись также металлические заземленные пере-
городки, вводимые в промежуток между разомкнутыми контак-
тами разъединителя. Конструктивная схема такого разъедини-
теля, используемого в ГРУ, изображенном на рис. 5-7 и 5-8, при-
ведена на рис. 5-16.
Его подвижный контакт 3 расположен и перемещается по
оси корпуса; при включении он входит в розетку неподвижного
контакта 5. Верхний контакт — скользящий, также розеточного
типа. Неподвижный и скользящий контакты вмонтированы
в конические изоляторы 6 и окружены полусферическими экра-
нами, обеспечивающими однородное поле.
Верхняя часть подвижного контакта связана с зубчатой рей-
кой посредством изоляционного стержня 2. Рейка перемещается
внутри полого пальца, являющегося частью оболочки, и приво-
дится в движение с помощью зубчатого колеса, механически
связанного с асинхронным двигателем, находящимся вне кор-
пуса. Вал зубчатого колеса уплотнен посредством нейлоновых
колец, не требующих смазки.
Экран 4, обеспечивающий безопасное ведение ремонтных ра-
бот, представляет собой поворотную металлическую задвижку
сферической формы. Во включенном положении разъединителя
203
Рис.
схема
ной
5-16. Конструктивная
разъединителя, кабель-
муфты и заземлителя
он повернут вбок до совмещения с корпусом аппарата. В случае
ревизии или ремонта разъединитель отключается и в промежу-
ток между его разомкнутыми контактами поворотом вала вво-
дится экран, исключающий возможность возникновения дуги
между контактами. К валу экрана с наружной стороны корпуса
приварен рычаг — указатель положения, который в положении
экрана «включено» может быть заперт на замок. Ошибочные
операции исключены благодаря применению электрической и ме-
ханической блокировок. Разъедини-
тель сочленяется с выключателем
8 и сборной шиной 7. На этом же
рисунке показаны заземлитель 9 и
кабельная муфта 10, конструкции
которых описаны ниже.
Впоследствии, когда был накоп-
лен достаточный опыт эксплуатации
ГРУ, стали выполнять более про-
стые разъединители, с одним раз-
рывом и без перегородок. Безопас-
ные условия работы обеспечиваются
в этих случаях многократным эф-
фективным заземлением токоведу-
щих элементов и применением, как
и ранее, быстродействующих зазем-
лителей на вводах и кабельных
муфтах.
В разъединителе, конструкция
которого показана на рис. 5-17, по-
ступательное движение подвижного
контакта 5 обеспечивается враще-
12, находящийся вне оболочки разъе-
нием
гайки 7. Двигатель
динителя, посредством герметично уплотненного вала связан
с редуктором 11, находящимся внутри оболочки. Вращение дви-
гателя через редуктор передается на зубчатое колесо 6, надетое
на конический изолятор 4 и далее на гайку 7, которая с по-
мощью трубы тесно связана с изолятором 4. Хвостовая часть
подвижного контакта 5 является винтом, составляющим с гай-
кой 7 червячную пару. Вращение гайки 7 вызывает осевое пе-
ремещение подвижного контакта 5.
В коническом изоляторе 8 укреплен токосъем 9, в изоляторе
2— неподвижный контакт 1. Контакты 1 и 5 и токосъем 9 окру-
жены экранами 13, 3 и 10. Изоляторы 2 и 8 являются герметизи-
рующими элементами. При сборке разъединителя левая его
часть с неподвижным контактом может быть повернута вокруг
продольной оси на 90° по отношению к правой части с подвиж-
ным контактом.
На рис. 5-18 приведена отечественная конструкция разъеди-
нителя и совмещенного с ним заземлителя, разработанная ВЭИ
204
Рис. 5-17. Разъединитель с вращающимся изолятором
имени В. И. Ленина. Оболочка разъединителя состоит из двух
корпусов 14 и 18, отлитых из алюминиевого сплава; с ними гер-
метично соединены корпуса механизма привода 19 и механизма
заземлителя 11с контактной системой 10. Корпуса 14, 18, 19 и
11 образуют единый герметизированный объем, заполняемый
элегазом через вентиль 2, давление в котором контролируется
манометром /. Со стороны фланцев 5 этот объем герметично
закрыт эпоксидными коническими изоляторами 7 с примене-
нием двойных кольцевых уплотнений 13.
На изоляторах 7 укреплены контактные узлы соответственно
с разъемным 6 и скользящим 17 контактами и с разъемными 6
и неподвижным 15 контактами. Контакты закрыты экранами 9.
Подвижный контакт 8 посредством изоляционной тяги 3 связан
с механизмом привода, находящимся в корпусе 19. С помощью
герметично уплотненного вала механизм связан с приводом, на-
ходящимся вне корпуса.
Привод снабжен указателем положения и вспомогательными
контактами, позволяющими осуществлять световую сигнализа-
цию о положении аппарата и электрическую блокировку. Пре-
дусмотрена, кроме того, возможность визуального контроля за
положением подвижного контакта разъединителя через смотро-
вое окно 16.
При работе разъединителя подвижный контакт 8 совершает
возвратно-поступательное движение. В процессе отключения
тяга входит внутрь корпуса 19. Таким образом, длина изоля-
ционной тяги 3 существенно влияет на габаритный размер разъе-
динителя.
Оптимальная длина выбирается при учете совместного влия-
ния на распределение электрического поля размеров экрана 4,
диаметра корпусов 18 и 19 и длины изоляционной тяги. В ГРУ
на ПО кВ диаметр оболочки разъединителя принят равным
250 мм. Соответственно этому диаметр экрана 4 и длина изоли-
рующей части тяги выбраны равными 104 и 200 мм. Контакты 6
и 17 и контактный узел 15 закрыты экранами, выравнивающими
электрическое поле, вследствие чего при междуконтактном рас-
стоянии 80 мм и давлении элегаза 2,5 • 105 Па обеспечивается не-
обходимый уровень электрической прочности.
С помощью фланцев 5 оболочка разъединителя соединяется
с оболочками других элементов ГРУ, токопроводы которых
входят в разъемы 6. Для повышения гибкости конструкции кор-
пус 14 может быть повернут по отношению к корпусу 18 вокруг
продольной оси на любой угол, кратный 90°. Для предотвраще-
ния аварийного повышения давления во внутреннем объеме
разъединителя предусмотрена предохранительная пластина 12.
Фирма «Броун Бовери» для оснащения своих ГРУ разрабо-
тала шесть типов разъединителей, комплектуемых из несколь-
ких стандартных узлов. Они могут иметь два соединительных
фланца и L- и U-образные формы токопроводов, три фланца и
206
Рис. 5-18. Конструкция разъединителя и заземлителя отечественного ГРУ
Т-образную форму токопровода, три фланца и Т — L- или L — L-
образную форму токопровода и, наконец, четыре фланца и Т —
L-образную форму токопровода. Заземлители с ручным управ-
лением монтируются на корпусе разъединителя, они могут быть
установлены как с одной стороны междуконтактного проме-
жутка разъединителя, так и с двух сторон и могут крепиться
к корпусу как с торца, так и сбоку. Таким образом из несколь-
ких стандартных узлов может быть скомплектов ано более двад-
цати исполнений разъединителей. Большое их разнообразие
обеспечивает исключительную гибкость в выборе главных схем
электрических соединений и компоновок ГРУ с наименьшими
потребными для них площадями и объемами. В ГРУ, изображен-
ном на рис. 5-2, применены U-, L- и L — L-образные разъеди-
нители.
Разъединитель любого исполнения состоит из оболочки, токо-
ведущих элементов с контактами и привода. Токопроводы укреп-
лены в оболочке соосно с ней с помощью литых конических изо-
ляторов. Последние, кроме того, обеспечивают герметизацию
внутреннего объема разъединителя.
Управление подвижным контактом разъединителя осуществ-
ляется пружинным приводом с моторным заводом пружины. Он
крепится к корпусу разъединителя с помощью фланцевого сое-
динения. Приводной рычаг связан с подвижным контактом по-
средством изоляционной тяги. На одной оси с подвижным кон-
тактом и изоляционной тягой расположен механически связан-
ный с ними указатель положения в прозрачном корпусе. Меха-
низм привода расположен за пределами герметизированной обо-
лочки. Вал, связывающий приводной рычаг с механизмом, имеет
надежное уплотнение. Приводы снабжены местным и дистан-
ционным управлением и всеми видами блокировки, исключаю-
щими ошибочные отключения его под током. Предусмотрено
также ручное управление в аварийных ситуациях.
Оболочка разъединителя состоит из двух частей, соединен-
ных между собой при помощи скользящего уплотнения так, что
допустимо небольшое осевое перемещение. Это облегчает сборку
ГРУ, так как невозможно с абсолютной точностью выдержать
размеры между точками присоединения разъединителя.
В Японии в ГРУ на напряжения от 66 до 245 кВ применяют
трехфазные разъединители, в которых все три фазы заключены
в общую оболочку. Конструктивная схема трехфазного разъе-
динителя фирмы «Тосиба» на 66 кВ, номинальный ток 800 А и
двухсекундный ток термической устойчивости 22 кА показана на
рис. 5-19.
Подвижные контакты 2 всех трех фаз с помощью изоляцион-
ных тяг 5 жестко связаны с соединительным звеном 6.
Последнее с помощью рычага и вала с герметичным уплотне-
нием соединено с пружинным приводом, находящимся вне обо-
лочки. Кинетическая энергия подвижной системы в конце опера-
208
ции отключения поглощается демпфером 7. Неодновременность
замыкания или размыкания контактов разных фаз здесь исклю-
чена. Механически связанный с подвижной системой, хороша
просматриваемый снаружи указатель положения 8 и световая
сигнализация с красными и зелеными лампочками указывают на
положение контактов разъединителя.
Неподвижные контакты 1 и скользящие контакты 4 окру-
жены экранами, выравнивающими электрическое поле. Присое-
динение разъединителя к сборным шинам или другим элемен-
Рис. 5-19. Трехфазный разъединитель на 66 кВ
там ГРУ осуществляется либо с помощью общего разъема
с трехфазной изолирующей и герметизирующей распоркой 3,
либо посредством однофазных разъемов с коническими изоля-
торами 9 и втычными контактами 10.
Разъединитель способен отключать индуктивные токи нена-
груженных трансформаторов и емкостные токи РУ.
Трехфазная конструкция разъединителя обеспечивает очень
высокий коэффициент использования объема. Для обеспечения
высокой гибкости при выборе схем электрических соединений
разработаны U-, Z- и Т-образные типы разъединителей.
Заземлители. Безопасные условия работ в ГРУ обеспечива-
ются надежным заземлением с помощью специальных заземли-
телей по обе стороны от мест, где ведутся работы.
Различают три типа заземлителей. Первый тип — рабочие
заземлители с относительно медленным движением подвижного
контакта. Они не рассчитаны на включение на короткое замыка-
ние. Второй тип — быстродействующие заземлители, контакты
которых перемещаются с большой скоростью, вследствие чего
они способны включаться на короткое замыкание. Такие зазем
лители устанавливаются обычно на сборных шинах и кабельных
8 А. И. Полтев
209
вводах. Третий тип — защитные заземлители с очень небольшим
временем включения (меньше 100 мс), предназначенные для
ликвидации дуги, которая может возникнуть во внутренней по-
лости какого-либо элемента ГРУ.
Рабочие заземлители управляются либо ручными, либо ме-
ханическими приводами. Быстродействующие и защитные за-
землители снабжаются приводами со значительной предвари-
тельно накопленной энергией (пружинными, пневматическими
и др.). Для обеспечения безопасных условий работы сначала
включаются быстродействующие заземлители, а затем непосред-
ственно у места работы включаются рабочие заземлители.
Возникшее внутреннее повреждение должно быть возможно
скорее обнаружено и ликвидировано. Повышение давления
внутри оболочек вследствие внутренних перекрытий при
прочих равных условиях зависит от длительности горения дуги.
Поэтому защитный заземлитель должен обладать минимальным
временем срабатывания. Полное время его работы складыва-
ется из собственного времени и времени действия преобразова-
теля, реагирующего на возникновение дуги. Наиболее надеж-
ным быстродействующим преобразователем, очевидно, является
фотоэлемент. Крайне нежелательно ложное срабатывание за-
щитного заземлителя. Поэтому к преобразователям и механиз-
мам предъявляются повышенные требования.
В ГРУ, выпускаемых фирмой «Броун Бовери», для быстро-
действующих и защитных заземлителей применяются пружин-
ные приводы с ручным и двигательным заводом пружин, причем
защитные заземлители дополняются специальными расцепите-
лями. Привод, двигательное заводное устройство и расцепитель
выполнены в виде отдельных сопрягаемых блоков. В результате
получено экономичное решение, когда для любого типа зазем-
лителя используется один и тот же тип привода, дополняемый
при необходимости одним или двумя специальными блоками.
Заземлители всех типов отличаются от разъединителей тем,
что их подвижный контакт располагается на потенциале зазем-
ленного корпуса, вследствие чего отпадает надобность в изо-
ляционной тяге, а неподвижные контакты установлены либо на
сборных шинах, разъединителях, кабельных муфтах и т. д., либо
на токопроводах специальных элементов.
Быстродействующий заземлитель фирмы «Калор-Эмаг»
показан на рис. 5-20. Быстрое перемещение подвижного кон-
такта 3 обеспечивается пружиной, которая показана на заднем
плане штриховыми линиями. Роликовые контакты 2, обеспечи-
вающие переход тока с подвижного контакта 3 на токоподводя-
щие стержни 1, создают незначительное трение. Стержни 1
укреплены на заземленном корпусе 4.
Неподвижный контакт 6 окружен экраном 5 из литой смолы.
Этот экран выравнивает электрическое поле вокруг контакта 6.
Пружина заводится от руки с помощью рукоятки. Вал, переда-
210
ющий усилие пружины на подвижный контакт, имеет герметич-
ное уплотнение.
Сборные шины. Одной из серьезных проблем, с которыми
приходится сталкиваться при разработке ГРУ, является выбор
того или иного конструктивного решения сборных шин: разме-
щение всех трех фаз в одном кожухе или пофазное их располо-
жение. Варианты конструктивного решения распредустройства
с двойной системой шин показаны на рис. 5-10. Сравнение ва-
риантов показывает, что при совместном расположении трех.
Рис. 5-20. Быстродействующий заземлитель
фаз конструкция РУ более компактна. Стоимость оболочки трех-
фазного элемента ниже, чем трех оболочек при пофазном их
исполнении, но для заполнения трехфазной оболочки требуется
большее количество элегаза. При пофазном исполнении возра-
стает стоимость оболочек, но уменьшается потребное количество-
элегаза, незначительными становятся усилия, возникающие при
протекании токов короткого замыкания, исключаются между-
фазные короткие замыкания, но резко возрастают потери в обо-
лочке. Вопрос выбора того или иного варианта был предметом
спора в течение многих лет.
Исследование перенапряжений в установках сверхвысоких
напряжений показало, что междуфазные воздействующие напря-
жения примерно в 1,5 раза выше, чем воздействующие напряже-
ния между фазой и землей. Поэтому трехфазные шины должны
выдерживать междуфазные коммутационные перенапряжения,.
8* 211
существенно более высокие, чем перенапряжения между фазой
и землей. Из-за серьезных последствий внутренних перекрытий
трехфазные токопроводы при сверхвысоких напряжениях
стараются не применять. Однако в случае большой их длины
потери в оболочке становятся столь большими, что может быть
оправдано применение трехфазных токопроводов и при сверх-
высоких напряжениях.
В настоящее время еще трудно определить разницу в стои-
мости того и другого варианта. Поэтому исходя из чисто техни-
ческих соображений в большинстве случаев отдается пред-
почтение раздельному расположению фаз, хотя стремление по-
лучить наиболее компактное и транспортабельное ГРУ требует
применения трехфазного исполнения сборных шин и других эле-
ментов герметизированных РУ.
Компоновка ГРУ во многом определяется исполнением и
расположением сборных шин. При нормальном следовании фаз,
которое получается в случае присоединения ГРУ к воздушным
линиям или непосредственно к трансформаторам, предпочти-
тельно трехфазное исполнение. ГРУ в этом случае получается
узким и длинным. Расположение отдельных элементов очень
наглядно. Однофазные сборные шины более пригодны при блоч-
ном расположении фаз, когда одноименные фазы располагаются
рядом. Такое расположение часто применяется в ГРУ с кабель-
ными присоединениями.
Указанное исполнение обеспечивает широкие возможности
варьирования компоновки ГРУ.
В ГРУ, изображенном на рис. 5-11, применены трехфазные
сборные шины. Их стальные оболочки являются основанием, на
котором крепятся другие элементы ГРУ. Секционный разъеди-
нитель сборных шин также имеет трехфазное исполнение и мо-
жет встраиваться непосредственно в линию сборных шин.
Трубчатые токопроводы поддерживаются изоляционными
траверсами. В публикациях фирмы «Сименс» подчеркивается,
что надежность трехфазной конструкции сборных шин не ниже,
чем однофазной, причем длина секции сборных шин любой кон-
струкции обычно равна шагу ячейки.
Из-за производственных отклонений размеров различных
элементов ГРУ могут возникать затруднения при сборке. Кроме
того, необходимо учитывать изменение размеров вследствие
теплового расширения токопроводов и оболочек различных эле-
ментов. Розеточные контакты, обычно применяемые в ГРУ, допу-
скают изменение в достаточно широких пределах длины токо-
провода.
Для компенсации размеров оболочек многие фирмы как за
рубежом, так и в Советском Союзе применяют сильфоны.
Вводы и проходные изоляторы. Подвод энергии к гермети-
зированным распредустройствам может осуществляться либо
воздушными линиями электропередачи, либо кабельными.
212
К ГРУ могут также присоединяться трансформаторы: либо
непосредственно, как, например, показано на рис. 5-12, либо
•с помощью герметизированных токопроводов.
Воздушные линии подсоединяются к ГРУ с помощью вводов,
которые разделяют две изоляционные среды: элегаз и атмо-
сферный воздух (см. рис. 5-6). Кабельные линии подключаются
к ГРУ с помощью кабельных вводов, разделяющих две изоля-
ционные среды: элегаз и масло. При сочленении ГРУ с транс-
форматором также необходимо устройство, отделяющее элегаз
от масла и препятствующее проникновению одной среды
в другую.
Наконец, в собранном виде ГРУ разделено на отсеки, отде-
ленные один от другого герметическими проходными изолято-
рами. По обе стороны такого изолятора находится элегаз, но
давление его может быть разным.
Конструкция перегородки из твердого изоляционного мате-
риала (обычно литая эпоксидная смола), отделяющей одну
изоляционную среду от другой, должна быть такой, чтобы гра-
диент потенциала в теле изолятора и у его поверхности был
достаточно низкий, при котором не возникают частичные раз-
ряды, не развиваются скользящие разряды и отсутствуют опас-
ные воздействия на твердый диэлектрик.
Перегородка должна обладать достаточно высокой механи-
ческой прочностью, чтобы с необходимым запасом выдержи-
вать максимальные возможные односторонние давления газа
или масла.
Контактная система ввода или проходного изолятора дол-
жна обеспечивать возможность простого и удобного сочленения
•с другими элементами ГРУ, учитывать возможные технологиче-
ские допуски и воспринимать температурные расширения токо-
проводов:.
Вводы элегаз — воздух выполняются однофазными. Кабель-
ные вводы (элегаз — масло) и проходные изоляторы большей
частью также выполняются однофазными, но имеются и трех-
фазные конструкции. На рис. 5-21 показана конструкция одно-
фазного кабельного ввода. Перегородкой, отделяющей масло от
элегаза, является конический изолятор из эпоксидной смолы 4.
В верхней его части герметично укреплен контактный узел
с контактом 1 для присоединения к ГРУ, экраном 2 и контактом
3 для присоединения токоведущей жилы кабеля 6. Контакт 3
воспринимает как температурные изменения токоведущей жилы
кабеля, так и технологические отклонения. Кроме того, наличие
контакта 3 обеспечивает простую сборку кабельной муфты.
Снизу изолятор 4 герметично соединен с фланцем 5. Кабельная
муфта, показанная на рис. 5-16, имеет аналогичное устройство.
В Японии в целях повышения коэффициента использования
пространства наряду с трехфазными шинами и разъедините-
лями широко применяют трехфазные вводы. Трехфазное соеди-
213
ввод соединен
Рис. 5-21. Кон-
струкция одно-
фазного ка-
бельного ввода
некие ГРУ с силовым трансформатором показано на рис. 5-22.
В этой конструкции три однофазных кабельных ввода элегаз —
масло заключены в общую оболочку 5. Конический изолятор 4
отделяет масло от элегаза. На нижние части кабельных вводов,
находящихся в трансформаторе 7, надеты трансформаторы тока
6. Внутренние полости вводов соединены с расширительным
бачком 3 с указателем уровня масла. С грехфазной шиной 1
посредством промежуточного элемента 2 с силь-
фонной оболочкой, воспринимающей темпера-
турные я технологические изменения длины.
Трансформаторные вводы элегаз — масло уста-
навливаются таким образом, чтобы вибрация
трансформатора не нарушала герметичности пе-
регородки, отделяющей масло от элегаза, и не
отражалась на работе контактных узлов. С этой
целью ввод устанавливают на резиновых про-
кладках и применяют гибкие медные соедини-
тельные провода.
Измерительные трансформаторы и делители
напряжения. Трансформаторы тока с несколь-
кими кольцевыми сердечниками и намотанными
на них вторичными обмотками, как показано на
рис. 5-4 и 5-11, располагаются внутри герметич-
ных корпусов. Сердечники со вторичными обмот-
ками заливаются эпоксидной смолой. Первичной
обмоткой трансформатора тока является токо-
провод, изоляцией — элегаз. Место установки
трансформаторов тока определяется главной схе-
мой электрических соединений. Применяются
также встроенные трансформаторы тока.
Широкое применение в ГРУ находят индук-
тивные одно- и многоступенчатые трансформа-
торы напряжения с литой эпоксидной или пле-
ночно-элегазовой изоляцией. В некоторых конструкциях приме-
няют незамкнутый сердечник. Индуктивные трансформаторы
напряжения разрабатываются для ГРУ до высших классов на-
пряжения. Но при значительных напряжениях возникают за-
труднения с созданием трансформаторов, и их размеры начи-
нают влиять на габариты ГРУ. Поэтому при напряжениях
свыше 150 кВ наряду с индуктивными трансформаторами на-
пряжения широко применяются емкостные делители напряже-
ния (ЕДН) с согласующими приставками (рис. 5-23, а) и с уси-
лителями на выходе (рис. 5-23, б).
В первом случае с делителя снимается сравнительно высо-
кое напряжение U2, которое подается на согласующую при-
ставку (см. рис. 5-10), состоящую из индуктивности, пони-
жающего трансформатора, а иногда и балластного сопротивле-
ния. Значения напряжения, снимаемого с нижнего плеча дели-
214
теля, и емкости определяются классом напряжения и выходной
мощностью. Как правило, требуется значительная емкость ниж-
него (а следовательно, и верхнего) плеча делителя. В некоторых
случаях применяют специальные бумажно-масляные конденса-
торы требуемой емкости. В случае когда ГРУ подключается
к питающей системе с помощью кабелей, используется емкость
кабеля, причем требуемая длина обкладки, с которой снимается
напряжение на приставку, мо-
жет достигать в некоторых
случаях нескольких сотен мет-
ров.
Во втором случае с об-
кладки снимается низкое на-
пряжение, которое подается
на вход электронного или по-
лупроводникового усилителя
мощности. В этом случае мощ-
ность, необходимая для пита-
ния нагрузки, отбирается от
источника питания усилителя,
от делителя же потребляется
ничтожно малая мощность, до-
статочная лишь для управле-
ния усилителем. Поэтому не-
обходимая емкость высоко-
вольтного плеча делителя
получается незначительной.
Она зависит от длины элек-
трода 5 делителя напряжения
(рис. 5-24) и соотношения ме-
жду диаметрами электрода 5
и токопровода 1. Снимаемое
с электрода 5 напряжение по-
ступает в коробку зажимов 3
п по коаксиальному кабелю,
Рис. 5-22. Трехфазное соединение
ГРУ с силовым трансформатором
присоединяемому к зажиму 2, поступает на усилитель. В обо-
лочке 4 электрод 5, залитый эпоксидной смолой 6, укреплен
с помощью держателя 7.
В качестве приставки к делителю второго типа может быть
применен обычный низкочастотный усилитель мощности, моди-
фицированный так, чтобы напряжение на выходе удовлетворяло
требованиям, которые предъявляются ко вторичному напряже-
нию измерительного трансформатора. Основное требование
к последнему — обеспечение заданного класса точности при
нормированных условиях. В трансформаторе напряжения его
погрешности (коэффициента трансформации и угловая) зависят
от нагрузки, ее коэффициента мощности, а также от измеряе-
мого напряжения.
215
В случае же ЕДН с усилителем число факторов, влияющих
на погрешности, значительно больше. Их можно разделить на
две группы: факторы, вносимые емкостным делителем напряже-
ния, и факторы, вносимые усилителем.
К первой группе факторов относится нестабильность коэффи-
циента деления ЕДН, возникающая из-за воздействия на его
элементы окружающих
условий и времени.
Ко второй группе фак-
торов следует отнести:
а) нестабильность вход-
ного сопротивления и ко-
эффициента усиления
Рис. 5-23. Схемы делителей напряжения
усилителя вследствие из-
менения напряжения ис-
точника питания, темпе-
ратуры окружающего воздуха, величины и характера нагрузки,
старения элементов схемы; б) искажения, вносимые усилителем,
которые приводят к изменениям формы кривой и сдвигу по фазе
выходного сигнала.
Мощность, потребляемая от измерительных трансформато-
ров, зависит от типа релейной защиты. В Японии применя-
ется защита на транзи-
сторах, потребляющая
от трансформаторов тока
и напряжения суммарную
мощность 5 и 20 В-А со-
ответственно.
Однако для обычной
защиты применяются
трансформаторы напря-
жения и делители с вы-
ходной мощностью усили-
теля до 500 В-А.
Разрядники. Предназ-
Рис. 5-24. Емкостный делитель напряжения
каченные для встраива-
ния в ГРУ разрядники размещаются в металлических оболоч-
ках с фланцами и коническими изоляторами, как и у других
элементов.
Копстру ктивная и электрическая схемы комбинированного
разрядника, применяемого в японских ГРУ на 500 кВ, показаны
на рис. 5-25.
Искровые промежутки разрядника 8 и нелинейные сопротив-
ления находятся в герметично закрытом цилиндрическом изо-
ляторе 9, который установлен в оболочке 7 соосно с ней. Изоля-
тор 9 заполнен сухим азотом, оболочка 7— элегазом при дав-
лении 2,7-105 Па. Герметизация оболочки 7 обеспечивается
изолятором 5 с контактом. Нелинейные сопротивления имеют
216
Рис. 5-25. Конструктивная и элек-
трическая схема разрядника для
большую пропускную способность и малое активное сопротивле-
ние. Для увеличения допустимой энергии разряда при комму-
тационных волнах и ограничения напряжения гашения применен
комбинированный разрядник с основными элементами 10
и 11, вентильным элементом 12 и шунтирующими искро-
выми промежутками 13, последовательно с которыми включено
шунтирующее сопротивление 14. При срабатывании разрядника
под воздействием волн коммутационных перенапряжений
пробиваются основные искровые
промежутки 10 и по разряднику
протекает относительно неболь-
шой ток, ограниченный сопротив-
лениями 11 и 12. При срабаты-
вании разрядника от грозового
импульса перенапряжения, когда
импульсный ток превысит норми-
рованный ток коммутационного
перенапряжения, пробиваются
искровые промежутки 13. При
этом разрядный ток протекает,
практически минуя сопротивле-
ние 12. При снижении тока дуга
сначала гаснет в искровых про-
межутках 13, при этом в цепь
последовательно включается со-
противление 12. Окончательно
сопровождающий ток отключа-
ется промежутками 10. Для луч-
шего гашения дуги в искровых
промежутках применено магнит-
ное воздействие на дугу.
Оболочка разрядника 7, находящаяся под потенциалом
земли, расположена в непосредственной близости от многократ-
ных искровых промежутков, поэтому емкости деталей искровых
промежутков на землю значительны. Это приводит к чрезвы-
чайно большой неравномерности распределения напряжения по
промежуткам и, следовательно, к снижению пробивного напря-
жения всего многократного промежутка. Для выравнивания
распределения напряжения по промежуткам предусмотрены
конденсаторы 3 и кольцевой экран 4. Для предупреждения
взрыва разрядника при внезапной аварии и обеспечения без-
опасности персонала предусмотрены предохранительные мемб-
раны 6, 1 и 2.
Конденсаторы 3, помимо выравнивания распределения напря-
жения по промежуткам, сглаживают вольт-секундную характе-
ристику, которая, начиная с предразрядного времени 1—2 мкс,
становится практически горизонтальной, что позволяет хорошо
защищать изоляцию ГРУ от грозовых воздействий.
217
Оболочки. Элегаз, являющийся основной изоляцией в ГРУ,
заключен в металлические оболочки, которые с целью его со-
хранения должны быть практически газонепроницаемыми.
При протекании тока по токопроводу в однофазной оболочке
благодаря электромагнитной связи индуцируется обратный ток,
который в некоторых случаях примерно равен рабочему току.
Протекание обратного тока по оболочке вызывает потери в ней.
С точки зрения потерь логичным является применение алю-
миния или сплавов на его основе в качестве материала для обо-
лочек. Но как чистый алюминий, так и сплавы на его основе
не обладают достаточно высокой газонепроницаемостью. Более
того, сквозь алюминиевые оболочки наблюдается проникновение
атмосферной влаги во внутреннюю полость, заполненную элега-
зом, и вследствие этого его постепенное увлажнение.
Материалом, обладающим достаточно высокой газонепрони-
цаемостью, является сталь. Фирма «Сименс» в ГРУ со сталь-
ными оболочками гарантирует годовые утечки элегаза, не превы-
шающие 1%. Но в стальной оболочке имеют место не только по-
тери из-за протекания обратного тока, но и дополнительные
потери, которые наблюдаются в ферромагнитных материалах,
находящихся в переменных магнитных полях. Методика расчета
потерь в стальных оболочках изложена в § 1-5.
Применение немагнитной стали в качестве материала для
оболочек элементов ГРУ существенно ухудшает экономические
показатели. Следует отметить, что при трехфазном исполнении
сборных шин и других элементов потери в оболочках сущест-
венно снижаются.
Кроме того, в установках сверхвысокого напряжения из-за
больших размеров пофазные стальные оболочки экономически
целесообразны при номинальных токах до 4000 А. Для трехфаз-
ных сборных шин допустимо применение стальных оболочек и
при токах свыше 4000 А.
На выбор материала для оболочек влияют и другие сообра-
жения. Так, некоторые авторы достоинством алюминия считают
поведение его при возникновении внутренних перекрытий. Возни-
кающая при этом дуга прожигает оболочку за время, равное
0,1 с, вследствие чего не происходит опасного повышения дав-
ления. Но такой аргумент вряд ли можно считать убедительным,
поскольку стальную оболочку, которая не прогорает столь
быстро, можно снабдить предохранительной мембраной с на-
правленным в безопасное место выхлопом и таким образом
предотвратить опасное повышение давления.
Следует также отметить, что в трехфазных сборных шинах,
имеющих большие газовые объемы, даже самая интенсивная
дуга за время ее существования не успевает повысить давление
до значения, при котором срабатывает предохранительный кла-
пан. Более серьезным является следующее соображение. Достиг-
нутый в настоящее время прогресс в технике сварки легких
218
металлов позволяет относительно просто обеспечивать газоне-
проницаемость соответствующих узлов. Надлежащая обработка
оболочек, например нанесение на их поверхность специальных
покрытий, существенно повышает газонепроницаемость оболо-
чек из алюминиевых сплавов.
Оболочки отдельных элементов ГРУ соединяются между со-
бой при помощи фланцев, между которыми обеспечивается хо-
роший электрический контакт. На основании опыта эксплуата-
ции ГРУ во Франции электрический контакт между фланцами
считается достаточно хорошим, если падение напряжения во
фланцевом соединении не превышает 0,1 В при токе 20 кА. Обо-
лочка фазы ГРУ в нескольких местах присоединяется к полосе
заземления. Поэтому по оболочке могут протекать токи, вызван-
ные не только нормальными токами нагрузки, но и аварийными
токами, возникающими при внутренних или наружных повреж-
дениях.
При внутренних повреждениях оболочки должны пропускать
ток короткого замыкания подстанции. Ввиду большого сечения
обычно не происходит существенного повышения температуры
алюминиевых оболочек при кратковременном протекании тока
короткого замыкания. Места присоединения оболочек к магист-
рали заземления и сечение последней выбираются таким обра-
зом, чтобы напряжение прикосновения между любыми точками
ГРУ не достигало опасного для персонала значения, а темпе-
ратура нагрева магистрали за время протекания предельного
тока короткого замыкания не превосходила допустимой.
Вычисление токов в оболочках ГРУ является довольно
сложной задачей, поскольку различные заземляющие провод-
ники вместе с секциями оболочки образуют много элементар-
ных цепей. Поэтому распределение токов по оболочке и зазем-
ляющим проводникам находится измерением.
Если полное сопротивление цепи, состоящей из оболочки и
обратного проводника, мало, то прямой и обратный токи при-
мерно равны. При этих условиях магнитное поле вне оболочки
слабое и электродинамические усилия между токопроводами
существенно снижаются.
Уплотнения. Первоначально к уплотнениям и оболочкам
предъявлялось требование, чтобы утечки элегаза в год не пре-
вышали 10 и даже 20% общего объема. По мере накопления
•опыта эксплуатации, совершенствования конструкции, техноло-
гии производства и способов контроля требования в отношении
утечек ужесточались.
В системе с коаксиальными электродами скорость потери
газа через уплотнения можно определить по формуле
-d^ = cpnlz, (5-1)
где Q— количество газа, приходящееся на единицу длины обо-
219
(5-2>
а)
1 2
6
лочки, t — время, р — давление, л=(* 1/з4-1)—показатель сте-
пени, численное значение которого зависит от конструкции
уплотнения, I — длина уплотнения, z — число уплотнений, при-
ходящееся на единицу длины конструкции.
Так как l=nD (диаметр оболочки D обратно пропорциона-
лен давлению), то можно считать, что
__ДО _ и—1 1
Д* Р
Уравнение (5-2) показывает, что абсолютные потери эле-
газа уменьшаются с увеличением рабочего давления, поскольку
при этом уменьшается диаметр
оболочки и, следовательно, дли-
| на уплотнения. Следует также
отметить, что при повышенном
давлении уменьшается длина
промежутков между разомкну-
1 ты ми контактами коммутацион-
] ных аппаратов, что ведет к со-
кращению общей длины ГРУ и,
I следовательно, потерь газа из-за
его утечки.
В настоящее время почти
всегда применяют уплотнения
। в виде двойных концентрических
I кольцевых прокладок. Основным
уплотнением является внутрен-
няя прокладка. Наружная про-
кладка обеспечивает более высо-
защищая внутреннюю от атмо-
5
Рис. 5-26. Уплотнительный узел
кую надежность уплотнения,
сферных воздействий. В конструкциях уплотнений с двойными
кольцевыми прокладками легко осуществить контроль над ка-
чеством уплотнения.
Одна из конструкций уплотнения фланцевого соединения
ГРУ приведена на рис. 5-26. В канавки, выточенные в проме-
жуточном фланце 2, уложены эластичные кольцевые прокладки
3. Для уплотняющих колец применяют различные материалы:
резину, синтетический каучук, этиленпропилен и др.
В свободном состоянии прокладки несколько выступают над
поверхностью фланца 2. В собранном состоянии они несколько
сжимаются и фланцы 1 и 2 соприкасаются, обеспечивая хоро-
ший электрический контакт.
При невысокой степени сжатия прокладок и хорошей обра-
ботке поверхностей обеспечивается надежное уплотнение, каче-
ство которого проверяется следующим образом. Кольцевые по-
лости между прокладками 3 каналами соединены со штуцером
6, к которому при контроле подключается прибор, реагирую-
щий на галогеносодержащие соединения.
220
Отсутствие в кольцевой области элегаза показывает на хо-
рошее качество уплотнения. Конический изолятор 4 с уплотни-
тельным кольцом 5 обеспечивает герметизацию конструктив-
ного элемента ГРУ.
5-5. Расчет параметров и конструктивных элементов ГРУ
Определение основных размеров и выбор давления. Элек-
трическая прочность той или иной конструкции с газовой
изоляцией, как было показано в гл. 2, определяется многими
факторами. Она зависит от расстояния между электродами,
давления, природы газа, характера электрического поля, опреде-
ляемого конфигурацией электродов и состоянием их поверхно-
сти, от чистоты поверхности электродов, изоляторов и газа, ма-
териала электродов, формы и длительности воздействующего
напряжения и некоторых других факторов. При прочих равных
условиях электрическая прочность максимальна в однородном
поле и понижается по мере уменьшения степени однородности
(резко неоднородные поля в реальных конструкциях не имеют
места). Поэтому в конструкциях газонаполненных электриче-
ских аппаратов стремятся обеспечить максимальную степень
однородности электрического поля, часто применяя для этой
цели электростатические экраны.
Недостаточно чистая обработка поверхностей электродов,
загрязнения на поверхности электродов и твердые частицы, со-
держащиеся в газе, создают локальные неоднородности, пони-
жающие пробивное напряжение, особенно в элегазе. С целью
сокращения габаритов конструкции должна быть обеспечена
высокая степень чистоты газа и электродов и надлежащее со-
стояние их поверхности.
В квазиоднородных полях электрическая прочность практи-
чески пропорциональна давлению. Варьирование давления
с целью обеспечения требуемой электрической прочности суще-
ственно расширяет конструкторские возможности. В частности,
для ГРУ различных классов напряжения можно применять
элементы, имеющие одни и те же геометрические размеры и
отличающиеся один от другого только давлением. Но, с другой
стороны, конструкция, рассчитанная на заданное напряжение,
может иметь различные размеры в зависимости от выбранного
давления. Требуется поэтому из нескольких вариантов выбрать
оптимальный.
Давление в аппаратах наружной установки ограничивается
допустимой отрицательной температурой окружающей среды.
При температуре минус 40° С элегаз сжижается, если его абсо-
лютное давление (приведенное к температуре 20°С), как это
видно из рис. 1-4, равно 4,6* 105 Па.
В устройствах, предназначенных для внутренней установки,
может быть выбрано более высокое рабочее давление. Но при
221
этом не следует забывать о снижении электрической прочно-
сти при спадании давления элегаза до атмосферного. Кроме
того, при возрастании давления повышается чувствительность
к неточности изготовления, ухудшается отдача тепла с обо-
лочки вследствие уменьшения размеров ее поверхности, увели-
чиваются напряженности в материале изоляторов становится
все труднее обеспечить требуемый уровень разрядного напря-
жения на поверхности изоляторов. Таким образом, выбор на-
пряженности поля в чисто газовой изоляции может быть огра-
ничен допустимой напряженностью поля в теле изоляторов,
которые обычно выполняются из литьевой смолы и являются
Рис. 5-27. Электрическое поле в системе коаксиальных электродов
с дисковым и коническим изолятором
механическими опорами для внутреннего электрода. При со-
временной технологии изготовления литых изоляторов макси-
мальная длительно допустимая напряженность поля (действую-
щее значение) не превышает 3 кВ/мм. (Некоторые фирмы огра-
ничивают напряженность 2,2 — 2,5 кВ/мм.) При более высоких
значениях рабочей напряженности резко усиливается процесс
старения твердой изоляции. В твердом изоляционном мате-
риале, изменяя форму изолятора и применяя внутренние эк-
раны, можно обеспечить такие условия, при которых макси-
мальная рабочая напряженность электрического поля незначи-
тельно будет отличаться от средней.
Картины электрического поля в системе коаксиальных элек-
тродов с дисковым и коническим изоляторами показаны на
рис. 5-27. Соответствующим выбором конфигурации поверхно-
сти дискового изолятора и применением внутренних экранов 3
обеспечено существенное выравнивание напряженности поля
в теле изолятора. Коэффициент неоднородности поля k=
=Ем/ЕСр<1>2. В конусообразном изоляторе существенное уве-
личение пути разряда в теле изолятора не компенсирует высо-
кую неоднородность электрического поля (6=2,65), поэтому
для обеспечения нормальной работы твердого диэлектрика по-
222
и=о
0=1007,
Рис. 5-28. Сочленение конического
изолятора с токопроводом, обес-
печивающее выравнивание элект-
рического поля
требуется либо увеличивать диаметр оболочки, либо применять
дополнительные меры по выравниванию электрического поля
в теле изолятора. Расширение примыкающей к внутреннему
электроду части изолятора, увеличение выступа внутреннего
экрана, установка на внутреннем электроде вблизи от вершины
конического изолятора закругленного кольцевого выступа да-
дут возможность существенным образом выровнять электриче-
ское поле в теле изолятора.
Следует, однако, иметь в виду, что внутренние экраны
всегда увеличивают среднюю напряженность электрического
поля в диэлектрике и при неправильном их выборе может про-
изойти пробой в нем; кольцевой
же выступ, разгружая изолятор,
усиливает концентрацию элект-
рического поля в чисто газовом
промежутке. В конструктивной
схеме, изображенной на рис. 5-
28, таким выступом является эк-
ран, уменьшающий неоднород-
ность электрического поля в теле
изолятора до значения Л =1,6.
Выбор диаметра оболочки и
давления выполняется в соот-
ветствии с конструктивной схе-
мой элемента ГРУ, например
разъединителя, изображенной на
рис. 5-29. При рабочем напряжении (7Р максимальная напря-
20
W
________60
: - =60
женность электрического поля в изоляционном материале дис-
ковых изоляторов будет
Р kUv
₽S ГЗ(Я-г)
ы- р
(5-3)
Можно обеспечить условия, при которых коэффициент неод-
нородности поля /г=1/р в теле дискового изолятора будет нахо-
диться в пределах 1,1 — 1,3.
Оптимальный радиус экрана можно выбрать, исходя из
следующих соображений. Как видно из рис. 2-13 и 5-29, наибо-
лее слабым в электрическом отношении является возможный
путь разряда с закругления на экране на оболочку — путь 33'.
Электрическая прочность по этому пути существенно увеличи-
вается при возрастании радиуса закругления экрана гэ,8. Воз-
растание г3.э можно обеспечить увеличением разности гэ—гк.
Поэтому в реальных конструкциях элементов ГРУ при выборе
радиуса экрана гэ приходится отступать от теоретического оп-
тимума ra=Rle в сторону его увеличения. Однако при увеличе-
нии гэ уменьшается промежуток R—гэ, как чисто газовый, так
и в теле изолятора. Но если R/e<ra<R/l,83, то f7np^O,9t7M,
т. е. существенное изменение гэ приводит к незначительному
223
изменению прочности чисто газового промежутка. Напряжен-
ность же поля в теле изолятора обратно пропорциональна раз-
ности R — гэ. Приходится поэтому отыскивать компромиссное
расчетное отношение (R/r3) р, при котором обеспечивается доста-
точно высокая электрическая прочность чисто газового проме-
жутка в наиболее слабом месте и создаются благоприятные
условия работы твердой изоляции. Компромиссное отношение
(R/r3)P=mp нетрудно отыскать при вариантных расчетах. Пред-
варительно можно принять /пр=2-?2,4. Введя в (5-3) тр,
получим:
Рис. 5-29. Расчетно-конструктивная схема разъеди-
нителя
Считая, что допустимое значение напряженности поля
в теле изолятора известно (Ем.р^3кВ/мм), находим
R —kmpUp--------- (5-5)
К3 (/Пр — 1) Ем. р. доп
Внутренний диаметр оболочки в месте размещения изоля-
тора должен быть
П = 2Я> ——— pt7p---------- (5-6)
У 3 (/Пр — 1) Ем. р. доп
В случае если в конструкции применен не дискообразный
изолятор, а изолятор иной формы, то в нем увеличение коэф-
фициента неоднородности поля должно быть скомпенсировано
возрастанием пути пробоя в теле изолятора, что, как видно из
рис. 5-28, практически выполнимо.
При выбранных диаметрах оболочки, экрана, радиусе его
закругления, между контактном расстоянии и заданном выдер-
живаемом напряжении минимальное допустимое рабочее дав-
ление однозначно определяется по уравнению, полученному пу-
тем преобразования формул (2-33) — (2-35):
______в
Р= (1—3q)ps (5.7)
224
Следует иметь в виду, что значения коэффициентов А и В,
как видно из табл. 2-1, зависят от полярности и характера воз-
действующего напряжения. Поэтому в одних случаях опреде-
ляющим является импульсное выдерживаемое напряжение,
а в других — коммутационные импульсы.
Пример 5-1. Выбрать размеры, давление и проверить электрическую проч-
ность конструкции на 220 кВ, изображенной на рис. 5-29, а также проверить
возможность осуществления отпайки, выполняемой методом отбортовки.
1. Выбор размеров. Для системы на 220 кВ максимальное допустимое
рабочее напряжение 1/р=252 кВ. Принимая £'м.р.доп=2,5 кВ/мм, по уравне-
нию (5-6) получим
D=2R^
21,3-2,2-252
/3/2,2 — 1)-2,5
я:280 мм.
Рис. 5-30. Электрическое поле при замкнутом
контакте разъединителя
Принимаем £>=300 мм. Из равенства (Rlra)p=mv находим 2ra=D: 2,2=
= 136 мм. Принимаем г8=70 мм. В соответствии с неравенством 7?:4,4^rsg:
^R : 1,83 диаметр контакта 2rK=D : 4,4=68 мм.
Поскольку экраны 3 (см. рис. 5-29) оттесняют эквипотенциаль 0,9£/ от
подвижного контакта, фактическая электрическая прочность по пути раз-
ряда 2—2 будет выше расчетной (рис. 5-30). Поэтому радиус контакта можно
принять меньшим расчетного. Принимаем гк=30 мм. При выбранных г8 и гк
можно обеспечить радиус закругления экрана гэ.э=25 мм. Предварительно на-
значаем размер междуконтактного промежутка S=R—гэ=80 мм.
2. Определение электрической прочности при атмосферном давлении по
различным путям разряда. Необходимо, чтобы при снижении давления до ат-
мосферного конструкция имела некоторый запас электрической прочности по
отношению к рабочему напряжению.
В соответствии с (2-33)—(2-35) и табл. 2-1 выдерживаемое напряжение
при промышленной частоте
ft/B = -Lr.£50%(l-3a)₽S =
1
/2
(44-10~5- 10Б + 35) (1 — 3-0,05) ₽S = 47,5pS.
Коэффициенты использования по путям разряда 1—1 и 3—3 можно оп-
ределить по картине поля, изображенной на рис. 2-14. В соответствии с этим
225
рисунком PiSi=5,2 и PsSs=4,3. Коэффициенты использования по путям раз-
ряда 2—2 и 4—4, определенные по (2-37) или по рис. 2-12, соответственно
равны 0,4 и 0,665. Таким образом:
7УВ] = 47,5-5,2 = 247 кВ; (/В2= 47,5-0,4-12 = 228 кВ:
UM = 47,5-4,3 = 204 кВ; UBi = 47,5-0,665-8 = 253 кВ.
Следовательно, наиболее слабым местом конструкции является путь раз-
ряда 3—3. Коэффициент запаса электрической прочности в этом месте
204 , ,
k = --------7=- =1,4.
33 252: /У
При замкнутых контактах, как видно из рис. 5-30, коэффициент исполь-
зования системы по пути разряда 3—3 возрастает. Увеличиваются, следова-
тельно, электрическая прочность по указанному пути разряда и коэффици-
ент запаса.
Если разъединитель имеет ответвление, то диаметр патрубка, выполнен-
ного методом отбортовки, как правило, несколько меньше диаметра оболочки,
причем радиус закругления оболочки г3.о можно сделать достаточно большим.
В этом случае г3.о не будет определять электрическую прочность конструкции.
Но вследствие уменьшения диаметра оболочки ответвительного патрубка сла-
бым местом может оказаться промежуток токопровод—оболочка. Принимая
радиус токопровода гк=30 мм, а радиус оболочки ответвления /?Отв=0,85/?=
як 130 мм, получим
„ In m In (130:30) 1,466 _ л.
р8 =------=--------------- —-----= 0,44;
т — 1 4,33 — 1 3,33
₽6S8 = 0,44-10 = 4,4; f/B5 = 47,5-4,4 = 209 кВ.
Учитывая, что при переходе от 50%-ных напряжений к выдерживаемым
мы приняли достаточно большой запас при полученном значении k3, можно
допустить недлительную работу конструкции при атмосферном давлении эле-
газа.
3. Выбор давления. Совершенно очевидно, что давление следует выбирать
из условия обеспечения необходимой электрической прочности в наиболее
слабом месте: в рассматриваемом примере — по пути разряда 3—3'. Кроме
того, должна быть обеспечена более высокая электрическая прочность между
разомкнутыми контактами (путь разряда 1—Г). При напряжении 220 кВ оп-
ределяющим является импульсное выдерживаемое напряжение. Для ГРУ
220 кВ импульсное выдерживаемое напряжение между токоведущими элемен-
тами и оболочкой равно 950 кВ, между разомкнутыми контактами разъедини-
теля— 1100 кВ. По (5-7) находим:
950 24 Н00 24
р3 = 0,85-4,3------= 3,75-105 Па, Р1 = 0,85-5,2--------= 3,56- 10Б Па.
63-10-5 63-Ю-5
Из двух полученных значений давления необходимо брать большее.
При выбранном давлении р=3,75 • 105 Па электрическая прочность при
импульсах и при промышленной частоте по различным путям разряда полу-
чает значения, указанные в табл. 5-4.
Таблица наглядно показывает, что обеспечение необходимой импульсной
прочности чисто газового промежутка приводит к существенному завышению
по сравнению с нормированной электрической прочностью при промышленной
частоте. Так, например, нормированное выдерживаемое напряжение проме-
жутка экран—оболочка для рассматриваемого случая равно 395 кВ, расчет-
ное же, равное 516 кВ, выше нормированного на 29%. Наблюдается, кроме
того, заметная электрическая неравнопрочность конструкции по различным
226
путям разряда. Например, прочность по пути разряда St выше прочности по
пути S3 на 24%.
Повышение электрической прочности по пути разряда S3 возможно при
увеличении радиуса закругления экрана, что осуществимо, если разность га—гк
сделать максимальной допустимой. С этой целью гк можно брать меньшим
по сравнению со значением гк', при котором 7/пр<0,917Пр.м> поскольку во
Таблица 5-4
Характер воздействую- щего напряжения Выдерживаемое напряжение по пути разряда
1 2 3 4 5
Полный грозовой им- пульс отрицательной полярности, кВ • • 1149 1061 950 1175 972
Напряжение промыш- ленной частоты (дей- ств.), кВ 624 576 516 638 528
включенном положении разъединителя электрическое поле вокруг подвиж-
ного контакта деформировано экранами (см. рис. 5-30). Вследствие этого
электрическая прочность по пути разряда Si существенно возрастает.
Следует также отметить, что во включенном положении аппарата вслед-
ствие оттеснения подвижным контактом эквипотенциальных линий от экрана
электрическая прочность по пути разряда S3 будет выше, чем прочность
по этому же пути, но в отключенном положении разъединителя. А это очень
важно, поскольку большую часть времени аппарат может находиться во
включенном состоянии.
Наконец, картина электрического поля, изображенная, например, на
рис. 2-14, которую мы использовали для расчета электрической прочности
по путям разряда S] и S3, дает возможность определить наиболее напряжен-
ные участки конструкции, где напряженность электрического поля близка
к максимальной. В рассматриваемом случае таким максимально-напряжен-
ным участком является поверхность па закруглении экрана. Поскольку именно
этот участок определяет прочность конструкции, при изготовлении и сборке
следует обращать особое внимание на чистоту его обработки и сохранность
поверхности. С целью повышения электрической прочности по путям раз-
ряда S3 и S| можно напряженный участок покрыть экраном из твердого изо-
ляционного материала с высокой е, как это показано на рис. 5-31. Эти эк-
раны перераспределяют поле вблизи электродов, вследствие чего повышается
электрическая прочность.
Если при расчете давления результат получается неоднозначным, то сле-
дует иметь в виду, что при более высоком давлении длина междуконтактных
промежутков коммутационных аппаратов становится меньше, а это приводит
к уменьшению общей длины ГРУ. Кроме того, с повышением давления умень-
шается количество газа, необходимого для заполнения системы. Следует, од-
нако, помнить, что при снижении давления с более высокого уровня до ат-
мосферного произойдет большее снижение электрической прочности. Поэтому
МЭК рекомендует, чтобы любое снижение давления вызывало срабатывание
сигнализации, чтобы можно было принять меры к прекращению утечки.
Следует отметить, что хотя в материале изолятора допустимая рабочая
напряженность поля и не превышает 3 кВ/мм, при приложении испытатель-
ного напряжения происходит существенное ее повышение, причем в чисто
газовом промежутке она значительно выше.
227
Более сложным является расчет трехфазных конструкций. Расчетная
схема трехфазной системы шин показана на рис. 5-32. В месте присоединения
минимальным изоляционным промежутком является расстояние а между со-
седней шиной и отпайкой. При условии, что радиусы оболочки и токопровода
связаны соотношением гп^>гв, такая система эквивалентна перекрещиваю-
щимся электродам, параллельным заземленной плоской стенке.
Если ги, гв, а и Ь заданы, то максимальная напряженность на поверхно-
сти перекрещивающихся электродов
ЕЫЛ= 2Гв1п’^±^
Г в
(5-8)
Рис. 5-31. Электрическое поле в промежутке
между разомкнутыми контактами разъединителя
при покрытии напряженных участков экранами
из твердого изоляционного материала
Максимальная напряженность на поверхности токопровода в промежутке
токопровод—оболочка
Емь =----0,W • (5-9)
, 1г.Гв+Ь
гв In
г в
Соответствующие коэффициенты неоднородности электрического поля
равны
2гв1п Гв + °/2
ть =---------; по =---------------------— • (5-Ю)
0,9а 0,96
О расчете оболочек. Многие фирмы для изготовления оболочек ГРУ
применяют листы из алюминиевых сплавов. Совершенно очевидно, что приме-
няемый для этой цели алюминиевый сплав должен хорошо свариваться, и из-
готовленная из него оболочка должна обладать достаточной газонепроницае-
мостью. В сварных оболочках полное использование работы материала дости-
гается лишь при наличии равнопрочных сварных соединений, когда прочность
сварного шва и околошовной зоны не ниже прочности основного металла
оболочки.
Напряжение в оболочке под действием внутреннего давления
РыР
26
°вр^шва-
(5-И)
Толщина оболочки, определяемая из условия прочности,
Й5> Рм£>
шва
(5-12)
228
Напряжение в наиболее тонких местах оболочки при развитии пластиче-
ских деформаций можно рассчитать по формуле:
РмО
2с6
0,9ат.
(5-13)
Рис. 5-32. Трехфазная шина и ее расчетная
схема
замыканий. Если возникновение дуговых
Толщина оболочки, определяемая из условия недопущения развития чрез-
мерных пластических деформаций,
<514>
1,8сот
В этих формулах D — внутренний диаметр оболочки; в — толщина (но-
минальная) стенки оболочки; рм— расчетное внутреннее давление; с=бМкн/б—
коэффициент. учитывающий
минусовые допуски на толщину
стенки оболочки.
Формулы (5-11)—(5-14)
позволяют рассчитывать обо-
лочки простейших конструк-
тивных прямолинейных элемен-
тов, не имеющих патрубков
и фланцев. Более сложные кон-
струкции рассчитываются . в
соответствии с «Правилами
устройства и безопасности эк-
сплуатации сосудов, работаю-
щих под давлением». Но во
всех случаях исходной величи-
ной для расчета является
внутреннее избыточное давле-
ние рм- Оно выбирается раз-
личным образом в зависимости
от того, возможно или нет воз-
никновение внутренних дуговых
замыканий исключено, то расчетное давление выбирается следующим образом.
При расчете изоляции определяется минимальное необходимое (номи-
нальное) рабочее давление рн- Учитывая, что за некоторый период произой-
дет утечка элегаза и давление понизится, при вводе ГРУ в эксплуатацию
внутренние объемы заполняют элегазом до давления р3, которое на (0,1—1)Х
X 10s Па выше давления ря, т. е.
Рз = Рн + (0,1 - О-Ю6- (5-15)-
При длительном протекании по токоведущим элементам номинального
тока элегаз нагревается, и внутреннее давление повышается. Указанное по-
вышение давления от значения р3 находится по рис. 1-4, причем температура
элегаза, определяемая при тепловых расчетах, берется как средняя темпера-
тура токопровода и оболочки. Расчетное давление
Рм=Ьика(р3'— 10s), (5-16)
где Л3=1,2— коэффициент запаса; kK— коэффициент, учитывающий в соот-
ветствии с правилами котлонадзора увеличение испытательного давления по
отношению к рабочему. Для случая, когда р3=105-=-5 • 10s Па, Ли=1,5.
Несмотря на малую вероятность возникновения внутренних дуговых за-
мыканий в элегазовых ГРУ, их конструкция должна быть такой, при которой
обеспечивается минимальное воздействие аварийной дуги на элементы ГРУ.
Если такое замыкание произошло, то вследствие нагревания дугой элегаза
давление будет повышаться. Приращение давления для данного количества
газа будет пропорционально выделяющейся в дуге энергии и обратно про-
порционально объему газа. Энергия W, выделяющаяся в дуге, равна произве-
дению тока 1д, напряжения на дуге t/д и времени ее горения tn. При данном
значении тока напряжение на свободно горящей дуге пропорционально длине
междуконтактного промежутка. Если она известна, то повышение давле-
ния Др можно вычислить с помощью формулы (1-15).
Напряжение на дуге Ua зависит от нескольких факторов. При данном
значении тока I напряжение Ua свободно горящей дуги пропорционально
длине междуконтактного промежутка. Следовательно, в ГРУ на более высо-
кие классы напряжения энергия, выделяющаяся в дуге, будет выше. Если
влияние на Ua длины дуги и других факторов учесть параметром с, то можно
.написать:
Д₽ = Рк — Рн = cl tn/V, (5-17)
где I — эффективное значение тока дуги, кА; /д — длительность горения дуги,
мс; V — объем, м3; с= (124-60) Па м3/(А • с).
Чтобы избежать опасного повышения давления, применяют быстродей-
ствующие шунтирующие заземлители, ограничивающие время горения дуги,
или идут на увеличение внутренних объемов. В тех же случаях, когда та
или иная часть ГРУ собирается из отсеков с малым объемом, а по условиям
нормальной эксплуатации эти объемы не должны быть обязательно изоли-
рованы по газу друг от друга, вместо сплошных разделительных изоляторов
применяются опорные изоляторы. Они имеют форму и размеры такие же,
как и у нормальных разделительных изоляторов, но на их конусной части
сделаны окна большего сечения. Благодаря этому отдельные небольшие объ-
емы объединяются в один большой объем и поэтому не требуется применять
оболочку большой толщины.
Если же по условиям эксплуатации такое объединение различных эле-
ментов ГРУ недопустимо, то в некоторых случаях используют систему внут-
ренней разгрузки по давлению. Суть этой системы заключается в том, что
при достижении давлением определенного значения происходит разрушение
одного из изоляторов, делящих ГРУ на отдельные, изолированные друг
от друга по газу отсеки. Объем, в котором горит дуга, увеличивается, вслед-
ствие чего увеличивается промежуток времени горения дуги, в течение кото-
рого будет достигнуто опасное давление.
Прочность изолятора соответствующим образом координируется с проч-
ностью оболочки ГРУ.
Наличие таких изоляторов позволяет создавать оптимальные схемы по-
строения ГРУ из отдельных элементов. В момент разрушения ослабленного
изолятора газовый объем, в котором горит дуга, резко возрастает и давление
падает. В этом случае расчетное давление рм можно принять равным
разрушающему, умноженному на коэффициент запаса k3= 1,24-1,5.
В конструкциях с предохранительной мембраной за расчетное давление
также можно принять разрушающее, умноженное на коэффициент k3.
Пример 5-2. Расчет давления при внутреннем перекрытии производим
по формуле (5-17). Значение параметра с, входящего в эту формулу, выби-
раем, исходя из следующих соображений. Можно полагать, что (5-17) рас-
пространяется на установки с диапазоном наибольших рабочих напряжении
от 72,5 до 765 кВ. Полагая, что между значением параметра с и напряжением
существует линейная зависимость, находим, что для напряжения 252 кВ с=24.
Длительность горения дуги, равная полному времени срабатывания защит-
ного заземлителя, принимается равной /=0.1 с=100мс. Объем V=nDZ, где
длина разъединителя I зависит от исполнения передачи движения от привода
к подвижному контакту. Положив предварительно Z=1 м, при /=40 кВ по-
лучим
Др = с2к = 24 40 100 r 106 Па,
V л-0,3-1
"что совершенно неопасно даже при некотором фактическом уменьшении
длины разъедините ля.
?30
Но если же защитного заземлителя в ГРУ нет и дуга будет гореть, пред-
положим, 1 с, то
40 • 1000
₽ = 24 л. 0,31 = 10>2 • 106 Па‘
Рис. 5-33. Развернутая схема емкостного-
делителя напряжения с усилителем
Расчет емкостного делителя напряжения. Погрешность измерения при ис-
пользовании емкостного делителя напряжения ДА равна сумме погрешностей
делителя напряжения ДАд и усилителя ДАУ, т. е.
ДА = ДАд+ДАу. (5-18)
Следовательно, при использовании ЕДН с усилителем необходимо при-
нимать специальные меры для стабилизации параметров усилителя и умень-
шения искажений.
Конструктивное исполнение емкостного делителя напряжения, применяе-
мого в ГРУ, изображено на рис. 5-24. Он представляет собой металлический
электрод 5, изолированный
от оболочки на невысокое
напряжение и установлен-
ный концентрично с токо-
проводом / и оболочкой 4.
Емкость между токопрово-
дом и электродом 5 явля-
ется высоковольтным пле-
чом делителя Ct, а между
экраном и оболочкой — низ-
ковольтным плечом Сэ-
На рис. 5-33 приведена
развернутая схема емкост-
ного делителя напряжения
с усилителем. Как правило, емкость нижнего плеча недостаточна для обеспе-
чения требуемого значения коэффициента деления Ад. Поэтому параллельно
емкости Сэ приходится подключать дополнительную емкость Сд. Она вклю-
чает в себя, помимо постоянной составляющей СПОст и емкость кабеля Ск,
значение которой зависит от длины кабеля /к. Для сохранения неизменным
коэффициента деления Ад необходима подстроечная емкость Спер. Таким об-
разом, емкость нижнего плеча делителя
С2 = СЭ + Спост + Ск + Спер» (5-19).
причем Ск + Спер = const. В конструктивном отношении подстроечную емкость
Спер целесообразно установить непосредственно на входе усилителя.
Потребляемая усилителем от делителя мощность, а следовательно, и зна-
чение погрешности зависит от значения и стабильности входного сопротивле-
ния усилителя Zbi- На гвт влияет тип лампы или транзистора и схема вход-
ного каскада усилителя.
При подключении к емкости С2 усилителя с входным сопротивлением zBx
значение напряжения на емкости С2 уменьшится.
Задавшись величиной относительного уменьшения напряжения
с,—с;
SC =—----------------------------------
С2
где U2— напряжение на емкости С2 до подключения усилителя, U2—напря-
жение на емкости С2 после подключения усилителя, легко установить связь
между входным сопротивлением усилителя и сопротивлением низковольтного
плеча делителя напряжения
(5-20).
г - 1
SX i>U aC2t>U ’
(5-21).
231
•откуда минимальное необходимое значение емкости нижнего плеча
C2 = —J—; (5-22) coot/ ZBx
•с другой стороны, С£=ЛДС1. (5-23)
Значения емкостей Ci и Сэ (без учета краевого эффекта, влиянием кото-
рого в рассматриваемом вестной формуле случае можно пренебречь) определяются по из- С = 2jtee°f , (5-24) In (D/d)
где Z — длина внешнего и внутреннего электродов, D — диаметр внешнего
электрода 5, d — диаметр внутреннего электрода.
Диаметры токопровода d и внешнего электрода D определяются из рас-
чета конструкции на электрическую прочность.
Таким образом, при заданном значении 6U и известных значениях zBI, d
и D длина электродов I будет
/= C*ln™ , (5-25) 2лее0
где
С1 = ^ С2:
Лд ий
Далее, диаметры оболочки D' и экрана D, определяющие емкость Сэ, за-
.даны конструкцией данного узла. Таким образом, емкость Сэ известна, а до-
полнительная емкость
С доп — С2 — Сэ. (5-26)
В случае использования полупроводникового усилителя приходится при-
бегать к специальным схемам входных каскадов или применять схемы на по-
левых транзисторах. Во французском ГРУ транзисторный усилитель имел
входное сопротивление 15 МОм.
5-6. Вопросы эксплуатации ГРУ
ГРУ в соответствии с монтажной схемой и главной схемой электриче-
ских соединений комплектуются из стандартных элементов. В случае необ-
ходимости ремонта и ревизии любой элемент может быть демонтирован без
нарушения работы ГРУ в целом.
Внутренние объемы нескольких таких элементов объединяются в блоки
с общей контрольно-измерительной газовой аппаратурой. Если в данной
группе элементов ГРУ из-за чрезмерных утечек давление упадет, подается
предупредительный сигнал о понижении давления; если же обслуживающий
персонал не предпримет соответствующих мер и падение давления элегаза
будет продолжаться, то последует команда на отключение неисправного блока.
Этим исключается возможность внутренних перекрытий из-за уменьшения
электрической прочности при потере давления элегаза. Отмечается целесооб-
разность, по крайней мере, для установок, проходящих опытную эксплуата-
цию, предусмотреть разветвленную сеть трубопроводов, по которой газ может
автоматически подаваться в отсек с пониженным давлением. В этом случае
газовая аппаратура подаст сигнал на открытие соответствующего вентиля.
На рис. 5-34 показано секционирование ГРУ на газовые объемы и элект-
рическая схема двух ячеек ГРУ с двойной системой шин. Система настолько
проста и наглядна, что ее обслуживание в аварийных ситуациях не вызывает
затруднений.
232
Каждый объем заполняется элегазом до 110% номинального давления
За счет этого запаса в наиболее неблагоприятном случае (при 5% потерях
газа в год) потребуется не чаще одного раза в два года дополнительное
заполнение соответствующего объема элегазом.
В ГРУ не происходит снижения изоляции вследствие атмосферного за-
грязнения, как это имеет место в открытых РУ. Поэтому в них исключены
аварии, вызванные внешними причинами. Однако электрическая прочность.
Рис. 5-34. Секционирование ГРУ по газу
1 — регулятор плотности. 2 — подвод элегаза. 3 — разде-
лительный изолятор. 4 — система шин I, 5 — система
шин II. 6 — шинный разъединитель системы шин 1.7 —
шинный разъединитель системы шин II, 8— выключа-
тель, 9 — опорный изолятор. 10 — заземлитель. 11 — ка-
бельная муфта. 12 — трансформатор тока. 13 — фидер-
ный разъединитель
изоляционных промежутков существенно падает при утечках элегаза. Поэтому
необходим надежный контроль изоляции в каждом объеме установки.
В случае наружной установки ГРУ температура окружающей среды из-
меняется в широких пределах. Соответственным образом, как видно из рис. 1-4,
изменяется и давление. Поэтому в этих случаях контроль над изоляцией из-
мерением давления неприменим. В этом случае контроль над изоляцией осу-
ществляется плотностемерами. При внутренней установке ГРУ в связи с ма-
лыми колебаниями температуры окружающей среды и небольшими повышени-
ями температуры самой установки (при сравнительно невысоких номинальных
23?
токах) возможно выполнить надежную систему контроля над изоляцией
с простым контролем над давлением.
Технико-экономические показатели ГРУ существенно зависят от приня-
тых уровней изоляции, причем снижение уровней изоляции ГРУ дает суще-
ственно более высокий экономический эффект, чем в открытом РУ. Снижение
уровней изоляции становится возможным при обеспечении надлежащей за-
щиты.
Обеспечение такой защиты затрудняется тем, что выдерживаемое напря-
жение меняется с изменением плотности газа, уменьшаясь при снижении по-
следней. Если в отсеке ячейки, где нет разрядника, плотность элегаза станет
ниже определенного уровня, то основной изоляционный промежуток в нем
вследствие возникновения перенапряжений может быть перекрыт. Но любое
дуговое замыкание на землю не должно приводить к каким бы то ни было
повреждениям ГРУ. Это может быть обеспечено следующим образом:
а) созданием такой конструкции отсека, которая, не повреждаясь, будет
выдерживать воздействие дуги в течение промежутка времени, необходимого
для срабатывания защиты, отключающей поврежденный элемент (этот случай
рассмотрен в предыдущем параграфе);
б) созданием условий, исключающих возникновение дуговых замыканий
на землю в отсеках, не имеющих разрядников. В этом случае предусматри-
ваются мероприятия по снижению вероятности появления дуги в отсеках
без разрядников. Всё ГРУ делится на зоны, каждая из которых может со-
стоять из нескольких отсеков. В каждой из таких зон предусматривается
установка разрядников, срабатывающих при минимальной допустимой плот-
ности элегаза в данном отсеке данной зоны. Обеспечивается таким образом
двойная координация: по напряжению и по давлению газа.
Последовательно координируя все зоны ячейки, можно достигнуть прак-
тически полной координации изоляции (за исключением маловероятных слу-
чаев, вызванных дефектами какого-либо элемента), в результате чего пробои
будут возникать только между электродами разрядника.
При очень большой утечке газа, когда плотность его падает до недопу-
стимого уровня, дальнейшая нормальная эксплуатация данного отсека ячейки
ГРУ становится невозможной, поскольку разрядник может сработать даже
при нормальном напряжении. Поэтому дефектная зона отключается.
Поскольку вышеуказанные защитные мероприятия полностью не исклю-
чают возможности внутренних повреждений, для обеспечения более легкого
и быстрого восстановления нормальной работы рекомендуется применять
схемы, обладающие возможностями резервирования, например схемы с двумя
системами сборных шин.
С целью повышения надежности работы в процессе эксплуатации эле-
менты ГРУ перед отправкой с завода подвергаются испытаниям импульсным
напряжением или напряжением промышленной частоты. Проверка герметич-
ности элементов на заводах-изготовителях обычно осуществляется путем по-
гружения, испытанием аммиаком или гелием, благодаря чему обеспечивается
высокая герметичность оболочек, сварных швов и соединений.
Транспортировка на место строительства может осуществляться поэле-
ментно. Предпочтительно, однако, транспортировать возможно более круп-
ные блоки, поскольку в этом случае большая часть монтажных работ произ-
водится в заводских условиях. Определяющим в этом случае является не
масса, а объем. Иногда на время перевозки внутренние объемы заполняются
азотом или сухим воздухом под небольшим давлением либо в них заклады-
ваются влагопоглотители.
Выбор транспортных средств зависит от дальности перевозки и доступ-
ности строительной площадки. Там, где это возможно, предпочтительно при-
менять автодорожный транспорт, поскольку при этом груз может быть до-
ставлен непосредственно на место. При транспортировке по железной дороге
возможно применение обычных контейнеров.
Монтаж включает в себя сборку отдельных элементов или блоков и под-
соединение кабелей высокого и низкого напряжения, а также работы по про-
кладке трубопроводов. Для ускорения монтажа необходимо иметь стацио-
234
парный монорельсовый кран, способный поднимать максимальный по массе
элемент или блок ГРУ. Впоследствии этот кран используется при ремонтных
работах. На стадии монтажа производится проверка герметичности соеди-
нительных фланцев, которые во всех случаях подвергаются первоначальному
контролю на заводе в целях исправления возможных дефектов изготовления,,
могущих влиять на надежность уплотнения. После окончания монтажа произ-
водится проверка механических систем коммутационных аппаратов. После
сборки воздух (или азот), содержащийся в отсеках, откачивался до дости-
жения остаточного давления порядка 100 Па. Вакуумирование обычно осу-
ществляется при помощи специальных передвижных установок, содержащих
высокопроизводительный вакуумный насос (производительность 100 м3), двух-
ступенчатый компрессор (производительностью 25 м3), могущий сжимать эле-
газ до 40- 105 Па, фильтры, пылеудалитель и комплект вентилей и соедини-
тельных устройств для сборки требуемой схемы. Некоторые установки имеют,
кроме того, холодильник для сжижения элегаза при давлении около 10е Па.
После вакуумирования внутренние объемы ГРУ заполняются элегазом до тре-
буемого давления.
Несмотря на то что элементы ГРУ перед отправкой с завода испыты-
ваются высоким напряжением, уровень их изоляции может снизиться при
плохой сборке на месте установки либо в результате повреждений при транс-
портировке или монтаже.
Поэтому перед вводом в эксплуатацию проводятся испытания изоляции
ГРУ импульсным напряжением или напряжением промышленной частоты.
Испытания напряжением промышленной частоты из-за их большой продол-
жительности вызывают повреждения твердой изоляции. Импульсные испыта-
ния оказывают сильные воздействия на последнюю, но результаты перекры-
тия при испытании импульсным напряжением менее серьезны, хотя обнару-
жение места перекрытия более затруднительно. Кроме того, в установках
на высшие классы напряжения осуществить испытания напряжением промыш-
ленной частоты весьма сложно. Поэтому целесообразно проведение импульс-
ных или других упрощенных испытаний.
Испытания при пониженном давлении и уменьшенном испытательном на-
пряжении промышленной частоты непригодны, поскольку при этом испыты-
вается только газовая изоляция. Испытания постоянным током сравнительно-
просты и обычно применяются при испытании кабелей. Однако в ГРУ они
могут оказаться нежелательными, поскольку при этих испытаниях частицы
пыли, находящиеся в газовой изоляции, поляризуются и могут осаждаться
на электродах. Несмотря на это, те элементы ГРУ, к которым непосредственно
примыкают кабели, должны подвергаться такому испытанию.
ГРУ практически не требует обслуживания. Полная защита от влияния
окружающей среды исключает необходимость периодической очистки изоля-
ции, которая необходима на открытых подстанциях. Минимальная влажность,,
требуемая для обеспечения нормальной работы ГРУ при низких температу-
рах, обеспечивается тщательным вакуумированием заполняемых объемов,,
предварительной сушкой элегаза при заполнении и применением подключае-
мых извне фильтров.
Безмасляный компрессор в газовой системе двухступенчатого элегазо-
вого выключателя не требует никакого обслуживания. Его надежное испол-
нение гарантирует многолетний срок службы. Адсорбционный фильтр для
отделения продуктов, образующихся при горении дуги, рассчитан таким об-
разом, что замена активной части фильтра производится лишь во время
ревизии выключателя.
Обслуживание ГРУ, таким образом, сводится к проведению двух видов-
работ: пополнению элегаза и проверке регулятора плотности.
Не требуется ревизии статических элементов, таких как сборные шины,,
трансформаторы тока, вводы, соединительные шины и т. п. Интервалы между
ревизиями на коммутационных аппаратах определяются следующими крите-
риями: механической прочностью системы, подверженной динамическим воз-
действиям, устойчивостью контактов к воздействию дуги, свойствами дета-
лен, подверженных процессам старения. В ГРУ применяются соответствующие-
235=
пары материалов с высокой износоустойчивостью при сухом трении и устой-
чивые к воздействию дуги контакты. Материалы для изоляторов и уплотне-
ний прошли долговременные испытания в экстремальных условиях.
В зависимости от условий эксплуатации для выключателей, разъедините-
лей и заземлителей установлена периодичность ревизий от 5 до 10 лет. Пред-
полагается межревизионный период увеличить до 15 лет. Приводы разъеди-
нителей и заземлителей находятся вне газовой системы, поэтому их ревизия
может производиться в любое время. Для замены деталей, находящихся
в оболочках, а также для ревизии выключателей соответствующие элементы
установки отключаются, а их токоведущие части заземляются.
Перед демонтажом элементов элегаз из них эвакуируется с помощью
пере (вижной установки, которая выключатель на 220 кВ может опорожнить
за 1 ч (3—4 ч требуется для вакуумирования и около 20 мин для заполне-
ния). Эвакуированный элегаз хранится в жидком виде в специальном баке,
причем 1 кг жидкого элегаза занимает объем 1 л.
-СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Александров Г. Н., Иванов В. Л., Кизеветтер В. Е. Электрическая
прочность наружной высоковольтной изоляции. Л.: Энергия, 1969.
2. Афанасьев В. В. Конструкция выключающих аппаратов высокого на-
пряжения. Л.: Энергия, 1969.
3. Борин В. Н. Разрядные напряженности в элегазе при повышенных
давлениях.— Электричество, 1972, № 11.
4. Опытное комплектное распределительное устройство с элегазовой изо-
ляцией на напряжение 110 кВ / И. М. Бортник, А. М. Бронштейн, В. Н. Борим
и др.— Электротехническая промышленность. Аппар. выс. напр., транс., сил.
конд., 1975, вып. 2 (46).
5. Бортник И. М. К выбору рабочих и испытательных напряженностей
высоковольтного оборудования с изоляцией SF6. — Электричество, 1974,
№ 12.
6. Бортник И. М., Кук Ч. М. Характеристики зажигания разряда в ше-
стифтористой сере при сверхвысоких напряжениях.— ЖТФ, 1972, т. 62, № 11.
7. Разъединитель-заземлитель с элегазовой изоляцией на ПО кВ/
А. М. Бронштейн, В. Н. Борин, С. С. Данилина, 3. Л. Жиронкина.— Электро-
техническая промышленность. Аппар. выс. напр., транс., сил. конд., 1975,
вып. 2(46).
8. Буткевич Г. В. Дуговые процессы при коммутации электрических це-
пей. М.: Энергия, 1973.
9. Boersma R., Delsing R., Sidler H. New SF6 design for 420 kV me-
talclad Switchgear.— CIGRE Int. Conf. Large High Voltage Elec. Syst., Pa-
ris, 1972 sess. s. a., № 23-09.
10. Boeck W., Troger H. SF6 insulated metalclad for ultra-High voltages
(UHV).— CIGRE Int. Conf. Large High Voltage Elec. Syst., Paris, 1972
Sess. s. a., № 23-08.
11. Cookson A. H., Farish O. Particle-initiated break down between co-
axial electrodes in compressed SFe.— IEEE Trans. Power App. and Syst., 1973
92, № 3.
12. Гохберг Б. M. Элегаз — электрическая газовая изоляция.— Электри-
чество, 1947, № 3.
13. Залесский А. М. Электрическая дуга отключения. М.—Л.: Госэнерго-
издат, 1963.
14. Залесский А. М., Зибер К., Полтев А. И. Некоторые исследования
разрядных напряжений в сжатых газах.— Электричество, 1967, № 12.
236
15. Залесский А. М., Полтев А. И. Электрическая прочность некоторых
газов при повышенных давлениях.— Электричество, 1963, № 11.
16. Залесский А. М., Полтев А. И., Чанкветадзе Д. А. Исследование ха-
рактера нарастания электрической прочности дугового промежутка при элек-
тромагнитном гашении дуги в элегазе.— Электричество, 1970, № 7.
17. Frie W. Berechnung der Gaszusammensetzung und der Materialfunk-
tionen von SF6.—Zeitschr. fur Physik, 201, 1967.
18. Floth H. Variationsmoglichkeiten in der Anwendung gasisolierter ge-
kapselter 110 kV-Schaltanlagen.—STZ, Nr. 24/25, 17 Juni, 1971.
19. Frind G. Ober das Abunlingen von Zichtbogen.— Leitschr. fur An-
gew. Physik, 1960, 12, H. 5; 11.
20. Theoretical and experimental investigations of compressed gas cir-
cuit-breakers under short-line fault conditions / L. Ferschl, H. Kooplin, H. H.
Schramm a. o.— CIGRE. Int. Conf. Large High Voltage Elec. Syst., Paris,
1974 sess. s. a., № 13-07.
21. Ober- und interirdische, SF6-isolierte Hochspannungs schaltanlagen
in Stadtzentren / R. Garbari, U. Nissen, H. Vierfuss, R. Weinkotz.— Elektrizi-
tatswirtschaft, 1973, 72, № 9.
22. Hartig A. Unvollkommener und vollkommener Durchschlag in Schwe-
felhexafluorid.— Beihefte, der ETZ, 1966, H. 3.
23. Hauschild W. Der Durchschlagprozep im SF6 und die Bemessung
schwach inhomogener SFe-Isolierungen.— Wissenschaftlich technische Mittei-
lungen, 1974, April, H. 15.
24. Hauschild W., Kielmann F. Ober einige grundlegende Entladungs-
prqzesse im Isoliergas Schwefelhexafluorid SFe.— Electrie, 26, 1972, H. 7.
25. Heise W. Isolationsprobleme in mit Schwefelhexafluorid isolierten An-
lagen.— ETZ-A, Bd. 92 (1971), H. 12.
26. Heise W., Karrenbauer H. Vollisolierte Schaltanlagen fur Betriebs-
spannungen von 110 bis 300 kV.— STZ, Nr. 24/25, 17, 1971.
27. Henry J. C., Passaquin J., Thuries E. Improved performance of gas
blast circuit-breakers.— CIGRE Int. Conf. Large High Tens. Elec. Syst, Pa-
ris, 1972 sess. s. a., № 13-09.
28. SF6-Gas Insulated. Switchgear at Moriyama Substation / T. Hirukawa,
K. Anio, N. Niimura a. o. Hitahi Rev., 1970, vol. 19, № 10.
29. Воздействие электрического поля распределительных устройств 500
и 750 кВ на обслуживающий персонал и средства для его защиты.— В кн.:
Подстанции переменного тока. Материалы международной конференции по
большим электрическим системам (СИГРЭ—72)/Под ред. Ю. Я- Якуба. М.:
Энергия, 1974.
30. Техника высоких напряжений/ Г. Н. Александров, В. Л. Иванов.
К. П. Кадомская и др. Под ред. М. В. Костенко.— М.: Высшая школа, 1973.
31. Kawaguchi Y., Menju S. Technological Problems of SF6-Gas Insula-
tion.— Toshiba Review, 1970, 25, № 2.
32. Konig D. Probleme der Isoliergasfeuchte in metallgekapselten Hoch-
spannungs — Schaltanlagen.— ETZ-A, Bd. 94, 1973, H. 7.
33. Korner G. Schaltprobleme in SF6-isolierten Anlagen.— ETZ-A, Bd. 92,
1971, H. 12.
34. Lappie J. Untersuchungen fiber Durchschlagspannungen in verschie-
denen Gasen, insbesondere in dem elektronegativen Gas SFe.— Electrotech-
nik, 1966, 7/6.
35. Lee T. H. Plasma Physics and the Interruption of an Electric Cir-
cuit—Proc. IEEE, Ns 3, 57, 1969.
36. Leeds W. M. SFe-Switchgear comes of age.— Elektr. Rev., 1970,
14 August.
37. Ляпин А. Г. Высоковольтные аппараты с изоляцией сжатым газом.
(Обзор.) М.: Информэнерго, 1975.
38. Мош В., Хаушильд В. О расчете пробивного напряжения в элегазе
(SFe) в системе коаксиальных цилиндров.— Электричество, № 9, 1974.
9 39. Михеев М. А., Михеева Н. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия,
237
40. Meier A., Ottischnig R., Stolarz W. SF6-isolierte Hochspannungs-
Schaltanlagen — Gasiiberwachung, Wartung und Revision.— Brown Boveri
Mitt., 1972, 59, № 4.
41. Maury E., Pariselie R., Vigreux J. Commissioning and initial ope-
rating results of 225 kV SFe-insulated Metalclad substations.— CIGRE Int.
Conf. Large High Voltage Elec. Syst., Paris, 1970 sess. s. a., № 23-06.
42. Towards the maintenance—free circuit — breaker/R. Michaca, J. Ver-
don, J. C. Okerman e. a.— CIRGE Int. Conf. Large High Voltage Elec. Syst.,
Paris, 1974 sess. s. a., № 13-06.
43. Nitta T., Shibuya J. Electrical breakdown of long gaps in Sulfar
Hexafluoride.— IEEE Trans, on Power Appar. and Syst., 1971, vol. 90, № 3.
44. Olsen W., Rimpp F. Metallgekapselte SF6.— isolierte Hochspan-
nungs-Schaltanlagen von Siemens.— STZ, 1971, Nr. 24/25, 17.
45. Перлин А. С. Исследование разрядных характеристик газовых про-
межутков с диэлектрическими покрытиями на электродах при повышенном
давлении.— Электричество, 1974, № 6.
46. Перельштейн И. И. Термодинамические свойства шестифтористой
серы. М.: Госторгиздат, 1961.
47. Полтев А. И. Элегазовые аппараты. Л., Энергия, 1971.
48. Полтев А. И., Петинов О. В., Маркуш Г. Д. Электромагнитное гаше-
ние дуги в элегазе.— Электричество, 1967, № 3.
49. Perkins J. F., Frost L. S. Effects of nozzle parameters on SFe are
interruption.— IEEE Trans. Power Appar. and Syst., 1973, 92, № 3.
50. Сысоев M. И., Яковлев В. В. Расчет охлаждения газонаполненных
трансформаторов с естественной циркуляцией.— Электротехника, 1966, № 8,
с. 54—56.
51. Schmitz W. SF6-Gas im Schaltanlagenbau.— ETZ-B, 1972, 24, H. 6.
52. Sieber K. Oberschlagwechselspannung stiitzertiger isolieranordnungen
i:i Druckluft und Schwefelhexafluorid.— Elektrie, 1967, 21, № 10.
53. Swanson B. W., Roidt R. M., Browne T. E. The Effect of Gas Dyna-
mics and Properties of SF6 and Air on Short Line Fault Interruption.— IEEE
Trans, Power App. and Syst., 1970, 89, № 8.
54. Swanson B. W., Roidt R. M. Boundary Layer Analysis of an SFe
Circuit Breaker Arc.— IEEE Trans, on Power Appar. and Syst, 1971, vol.
90, № 3.
55. Swarbrick P. Composition and properties of a sulphur hexafluoride
arc. plasma.— Brit. J. appl. Phys., 1967, vol. 18, № 4.
56. Szente-Varga H. P. Die vollgekapselte 170 kV-SF6-Schaltanlage des
Unterwerkes sempersteig.— Brown Boveri Mitt., 1970, 57, 12.
57. Development of 240/300 kV, 50 kA, 2000 A, 4000 A, 8000 A, 2-cycle
Puffer Type SF6 Gas Circuit Breakers/Т. Tsubaki, S. Nakano, H. Iton a. o.
Hitachi Review, 1974, vol. 23, № 9.
58. Winkelnkemper H., Hasse P. Gleitentladungen in SF6 im Vergleich
mit Luft.—ETZ-A, Bd. 94 (1973), H. 7.
59. Vigreaux J. Sulphur hexafluoride for EHV urban more substations.—
Energy Int, 1970, 7, № 8.
60. Yeckley R. H., Cromer C. F. New SF6 EHV Circuit Breakers for
550 kV and 765 kV.— IEEE Trans. Power App. and Syst., 1970, 89, № 8.
61. Ztickler K. Untersuchungen von Lichtbogen an Model — und Leist-
ungsschaltern.— Siemens-Z., 1973, 47, № 7.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.............................................................3
Глава первая. Основные свойства элегаза
1-1. Элегаз — среда для электротехнического оборудования ... 7
1-2. Основные физические свойства элегаза.........................8
1-3. Строение молекулы и химические свойства элегаза.............15
1-4. Тепловые и термодинамические характеристики элегаза ... 17
1-5. Теплоотводящая способность элегаза..........................23
1-6. Технический элегаз и методы контроля........................34
Глава вторая. Электрическая прочность элегаза
2-1. Общие соображения...........................................39
2-2. Механизм разряда в элегазе.................................40
2-3. Пробой промежутков с однородным электрическим полем . . 44
2-4. Влияние неоднородности электрического поля.................45
2-5. Пробивное напряжение промежутков с неоднородными электри-
ческими полями . . . . ;...................................54
2-6. Влияние различных факторов на электрическую прочность газо-
вого промежутка............................................55
2-7. Электрическая прочность некоторых конструктивных промежут-
ков .......................................................61
2-8. Разряд по поверхности диэлектрика в сжатом газе.70
2-9. Дополнительные сведения о прочности газовой изоляции . . 77
Глава третья. Гашение дуги в элегазовых выключающих аппаратах
3-1. Общие сведения о гашении дуги переменного тока..............80
3-2. Процессы восстановления напряжения на контактах выключа-
телей при гашении дуг переменного тока.....................86
3-3. Влияние среды на процесс восстановления электрической проч-
ности междуконтактных промежутков..........................91
3-4. Влияние параметров дутьевых устройств на отключающую спо-
собность аппарата.........................................100
3-5. Электромагнитное гашение дуги в элегазе....................104
Глава четвертая. Элегазовые выключатели и выключатели нагрузки
4-1. Конструктивные схемы дугогасительных устройств..............ПО
4-2. Выключатели с двумя системами давления.....................121
4-3. Выключатели с дутьем из-под поршня.........................140
4-4. Выключатели нагрузки.......................................153
4-5. Механизмы и приводы........................................165
4-6. Газовые системы............................................170
4-7. Особенности эксплуатации и перспективы развития элегазовых
выключателей..............................................172
Глава пятая. Герметизированные распределительные устройства
5-1. Технический прогресс и совершенствование оборудования для
распределительных устройств...............................176
5-2. Типы малогабаритных распределительных устройств . . . .131
5-3. Конструкции герметизированных распределительных устройств 186
5-4. Конструктивное исполнение элементов ГРУ....................202
5-5. Расчет параметров и конструктивных элементов ГРУ .... 221
5-6. Вопросы эксплуатации ГРУ...................................232
Список литературы.....................................................237
Александр Иванович Полтев
КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТ ЭЛЕГАЗОВЫХ
АППАРАТОВ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Редактор Ю. В. Долгополова
Художественный редактор Ю. Г. Смирнов
Технический редактор А. Г. Рябкина
Корректор В. В. Румянцев
Переплет художника Б. П. Седова
ИБ № 2451
Сдано в набор 13.11.78. Подписано в печать 21.03.79.
М-28921. Формат 60x90‘/i6. Бумага типографская
№ 1. Гарнитура шрифта литературная. Печать вы-
сокая. Усл. печ. л. 15. Уч.-изд. л. 16,9. Тираж
4000 экз. Заказ 2637. Цена 1 р. 10 к.
Ленинградское отделение издательства «Энергия».
191041. Ленинград, Д-41, Марсово поле, 1.
Ленинградская типография № 4 Ленинградского
производственного объединения «Техническая книга»
Союзполиграфпрома при Государственном комитете
СССР по делам издательств, полиграфии и книж-
ной торговли. Ленинград, Д-126, Социалистиче-
ская, 14,