гШ
**>•
Ц:
РИЧЕСКИЕ
ТАН ЦИ
1970
ИЗЛАТЁЛЬС! ВО "ЭНЬРГИЯ'>

Пролетарии всех стран, соединяйтесь!
1970
ШГРИЧЕСКИЕ
Станции
Орган Министерства энергетики и электрификации СССР
и Центрального правления Научно-технического общества энергетики
и электротехнической промышленности
5
иди
41-Й ГОД ИЗДАНИЯ
Да здравствует 1 Мая —День международной
солидарности трудящихся в борьбе против
империализма, за мир, демократию и социализм!
СОДЕРЖАНИЕ
Социалистические обязательства 2
Л. Г. КоварскнА, А. Б. Мал кии, Б. Б. Соловьев, Д. Б. Тараканов,
Я. С. Уринцев — Расчет оптимальной ремонтопригодности кот-
лоагрегатов 5
Л. А. Владиславлев — Некоторые вопросы надежности
эксплуатации гидротурбин в
С. И. Зарайский — Регенеративные воздухоподогреватели с
разделенными воздушными потоками для котла ТПП-200-1 блока
800 Мет 13
Ю. П. Джигурда — Расчет молотковых мельниц 17
В. И. Братков, Г. Г. Зароченцев, Р. М. Островецкий, Ф. И. Пил.
лер, Ф. М. Робашевский, И. А. Тишенинов — Особенности
пуска моноблока 300 Мет после реконструкции пусковой схемы 21
В. Н. Боровская, А. О. Чернов, Н. В. Кваша, В. И. Милейковский,
Э. Б. Пальмер — Результаты испытаний запально-эащитных
устройств для розжиге горелок мощных котлов . . 25
Ю. Г. Последничеико — Определение оптимальных скоростей
гидравлического транспорта шлака ....... 28
Е. Г. Олейников — О намагничивании турбоагрегатов . .32
М. М. Пчелин — Повышение надежности работы систем смазки
современных мощных турбоагрегатов .33
Е. И. Пенович — Повышение надежности работы КРУН .37
А. С. Горошкевич — Влияние гололедных отложений на проводах
и тросах В Л на прочность одностоечных железобетонных опор 42
Е. А. Нерсесян, А. А. Чахмахчян, Л. П. Хоецян — Исследование
жилищно-бытовой нагрузки Ереванской городской
электрической сети 45
А. Д. Дроздов, Э. В. Подгорный, С. Д. Хлебников, А. Н.
Висящее — Переходные режимы работы каскадных
трансформаторов тока 500 кв 48
Ю. А. Фокин — Расчет на ЦВМ сложных городских электрических
сетей напряжением до 1000 в 51
В. Б. Бсрежанский, 1 И. К. Рабинович ,В. В. Сидельников —
Оптимальная схема заградителя для высокочастотной связи по
изолированным проводам расщепленной фазы 56
ОБМЕН ЭКСПЛУАТАЦИОННЫМ ОПЫТОМ
Г. С. Малохатко, Ф. М. Мазур — Применение ЦВМ «Минск-22»
для решения энергетических задач 59
Л. А. Бибер, Ю. Е. Жданова, Г. К. Легкий — Виброграф для
контроля вибраций гидроагрегатов 59
А. С. Вольпин, Б. М. Ягудин, Л. К. Григоровский, Г. А. Савенков-
Сжигание сернистого мазута с малыми избытками воздуха
в котле 220 т/ч с горелками Липинского 61
Л. А. Гойхман, А. Г. Гнездилов — О регулировании температуры
перегретого пара впрыском собственного конденсата . . .62
Б. А. Кириевский, В. И. Тихонович, В. Г. Зеленский — Новые
литые материалы повышенной износостойкости для уплотнений
и узлов разгрузки насосов .63
Р. В. Эпфельбаум, А. С. Красовицкий — Применение полимерных
материалов для распределительного устройства фильтров водо-
подготовки 64
73
73
76
77
78
Ю. Н. Новожилов — Регенеративный подогрев питательной воды 66
А. Н. Мелехин, А. 3. Сметана — Автоматизация подготовки
жидкого топлива к сжиганию на электростанциях 66
В. А. Ефимов — Защита абонентских отопительных систем от
повышения давления в обратном трубопроводе 67
В. М. Кудряшов, В. И. Сычев, М. Л. Шмулензон — Определение
характеристик х. х. и трехфазного к. з. турбогенераторов по
характеристикам блока генератор—трансформатор .70
А. Ф. Усенко — Опыт эксплуатации воздухоприготовнтельяых
установок воздушных выключателей 71
Д. И. Штительман — Повышение мощности автотрансформаторов
90 Мва
В. Н. Диденко — Определение степени предварительного
напряжения переходных опор ВЛ .
Э. А. Белинский, А. С. Курдатиллаев — Измерения высокого иа-
< пряжения при испытаниях силовых кабелей 75
Е. И. Склизков — Предотвращение разрушения фарфора
гасительных камер воздушных выключателей ПО кв с воздухонапол-
ненным отделителем .
В. Я'. Синельников, Н. М. Фельдман, И. М. Шишков — Учет
погрешности т. т. при выборе уставок отсечек на реле РТМ за-
/щит линий 6—10 кв
В. Ф. Зинченко, Б. А. Коробейников — Устройство для
моделирования перегруженных трансформаторов тока
Л. В. Бондаревский, Ю. Б. Козьмин, А. В. Протасов — Реле
контроля неполпофазного режима 79
В. И. Тафтай — Миллиамперметр для замера тока небаланса в
цепях дифзащиты шин . 80
Е. И. Загоскин — Штанговый указатель места заземления в
разветвленной воздушной электросети . РО
К. К. Волчков, Е. А. Шарова — Стационарные заземляющие ножи
для камер КСО-2УМ 81
Новые книги издательства «Энергия» ....... 82
отклики и письма
А. И. Осокин, В. Б. Попов — По поводу статьи Е. М. Залкиида
«Определение реакций при работе предохранительных клапанов» 83
Ь. В. Рудомино — О силах реакции выхлопных трубопроводов . . 84
Р. Т. Левшунов и др. — Ответ на дискуссию по статье «Опытная
эксплуатация изоляторов с глазурью повышенной проводимости» 86
ХРОНИКА
Л. Р. Стоцкий — Международная система единиц — основа нового
государственного стандарта па единицы физических величин 87
Вниманию читателей 89
Фотохроника 90
Ю. Н. Флаксерман — Глеб Максимилианович Кржижановский . 92
Юрий Николаевич Флаксерман (К 75-летию со дня рождения) . . 94
Рефераты публикуемых статей 95

Пусть Усивет в веках имя и дело Владимира
Ильича Ленина — гениального продолжателя
революционного учения Маркса и Энгельса, основателя
Коммунистической партии, руководителя первой
в мире победоносной пролетарской революции,
создателя социалистического государства, воэ/сдя
международного рабочего класса!
Социалистические обязательства
КОЛЛЕКТИВОВ РАБОТНИКОВ ЭНЕРГОСИСТЕМ, ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ, СЕТЕЙ,
ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ, СТРОИТЕЛЬНЫХ, МОНТАЖНЫХ, ПРОЕКТНЫХ,
НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИХ И ДРУГИХ ОРГАНИЗАЦИЙ МИНИСТЕРСТВА ЭНЕРГЕТИКИ
И ЭЛЕКТРИФИКАЦИИ СССР В ОЗНАМЕНОВАНИЕ ЮБИЛЕЙНОГО 1970 ГОДА
—100-ЛЕТИЯ СО ДНЯ РОЖДЕНИЯ В. И. ЛЕНИНА И 50-ЛЕТИЯ ПЛАНА ГОЭЛРО
Советские энергетики и энергостроители
с огромным воодушевлением трудятся во имя
достойной встречи 100-летия со дня рождения
В. И. Ленина и досрочного выполнения заданий
пятилетки. Завершающий год пятилетки знаменателен
еще и тем, что в этом году ленинскому плану
ГОЭЛРО исполняется 50 лет, отмеченных великими
свершениями нашего народа.
Выполняя решения XXIII съезда КПСС,
энергетики и энергосгроители в ходе юбилейного
соревнования в 1969 году успешно выполнили принятые
социалистические обязательства по основным
показателям. Перевыполнен план по производству
электрической и тепловой энергии. На электростанциях
сэкономлено 232 тысячи тонн условного топлива,
снижена аварийность. Производительность труда
в энергетике возросла на 6,1%. План реализации
промышленной продукции выполнен с превышением
на 224 миллиона рублей. Выполнен план ввода
энергетических мощностей. За год введено 12
миллионов киловатт новой мощности.
Мощность Красноярской ГЭС достигла 5
миллионов киловатт, как это и было принято
социалистическими обязательствами. Мощность
Саратовской ГЭС доведена до 1 260 тысяч киловатт. На
тепловых электростанциях за год введено в
эксплуатацию 25 энергоблоков мощностью 150, 200 и 300
тысяч киловатт.
На 1 января 1970 года электрифицировано от
государственных энергосистем 93% колхозов и
совхозов.
Решены крупные народнохозяйственные задачи
по сооружению линий электропередачи
напряжением 500 киловольт для выпуска всей проектной
мощности Братской и Красноярской ГЭС, подаче
электроэнергии в северные нефтеносные районы
Тюменской области, в энергосистему «Мир» и в
северные, районы Украины.
В ходе социалистического соревнования за
достойную встречу 100-летия со дня рождения
В. И. Ленина высоких результатов добились
коллективы энергосистем: Ленэнерго, Челябэнерго,
Донбассэнерго, Кузбассэнерго; коллективы
Братской ГЭС им. 50-летия Великого Октября,
Литовской, Молдавской, Ташкентской, Джамбулской,
Средне-Уральской и Заинской ГРЭС, Разданской
ТЭЦ, Кайрак-Кумской ГЭС «Дружба народов»,
Минской ТЭЦ № 3, каскада № 5 Храмских ГЭС и Мин-
гечаурских ГЭС, Южных электросетей Латвии,
Эстонэнергоремонта, Мосэнергоремонта; трестов:
«Мосэнергострой», «Центроэнергомонтаж», «Спец-
гидроэнергомонтаж», «Электроцентромонтаж»,
«Севэнергострой», «Верхневолжсксельэлектросеть-
строй»; управления строительства Красноярскгэс-
строй; Славянского арматурно-изоляторного
завода имени Артема, комбината «Центроэнерготепло-
изоляция» и многие другие коллективы.
Энергетики и энергостроители единодушно
одобрили и приняли к исполнению решения
декабрьского (1969 года) Пленума ЦК КПСС и «Письмо
ЦК КПСС, Совета Министров СССР, ВЦСПС и
ЦК ВЛКСМ «Об улучшении использования резервов
производства и усилении режима экономии в
народном хозяйстве». Они мобилизуют свои усилия
на дальнейшее повышение эффективности
общественного производства и производительности
труда, на экономию и бережливость, укрепление
государственной и производственной дисциплины, на
повышение ответственности каждого за
порученное дело.
Включившись в социалистическое соревнование
за успешное завершение пятого года восьмой
пятилетки, коллективы работников энергосистем,
электростанций, сетей, промышленных предприятий,
строительных и монтажных, проектных,
научно-исследовательских, наладочных и других организаций
Министерства, министерств и главных управлений
2
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

энергетики и электрификации союзных республик,
подсчитав свои резервы и возможности, приняли
следующие социалистические обязательства:
1. Обеспечить надежное и бесперебойное
энергоснабжение промышленности, сельского хозяйства
и быта населения с учетом взятых коллективами
всех отраслей народного хозяйства
социалистических обязательств по досрочному выполнению
плана 1970 года и заданий пятилетки.
2. В юбилейном 1970 году перевыполнить
установленный план ввода в действие новых
энергетических мощностей.
3. В ознаменование 100-летия со дня рождения
В. И. Ленина — 22 апреля 1970 года:
— предъявить к сдаче Государственной
комиссии Конаковскую ГРЭС на полную проектную
мощность— 2,4 миллиона киловатт;
— достигнуть расчетных удельных расходов
условного топлива на отпущенный киловатт-час на
электростанциях с блоками мощностью 150—200
тысяч киловатт: Невинномысской, Краснодарской,
Добротворской, Ташкентской, Яйвинской,
Красноярской, Назаровской, Иркутской 10-й, Щекинской,
Заинской, Бурштынской, Молдавской, Змиевской,
Джамбулской и Беловской;
— закончить монтаж и начать испытание первой
газовой турбинной установки мощностью 100 тысяч
киловатт на Краснодарской ТЭЦ.
4. На пятидесяти энергоблоках мощностью по
300 тысяч киловатт, введенных в эксплуатацию до
1 января 1970 года, достигнуть среднего
коэффициента готовности за 1970 год не менее 75% и
среднего удельного расхода условного топлива —
не более 367 грамм на отпущенный киловатт-час.
5. За счет более быстрого освоения вновь
введенных мощностей на тепловых электростанциях,
выполнения мероприятий по пЪвышению
экономичности работы оборудования, улучшения режимов
эксплуатации обеспечить годовую экономию
условного топлива не менее 250 тысяч тонн.
6. Обеспечить ввод в действие на один квартал
раньше установленного срока:
турбогенераторов № 8 мощностью 100 тысяч
киловатт на Новосибирской ТЭЦ № 4, № 3
мощностью 100 тысяч киловатт на Нижнекамской ТЭЦ;
энергоблока № 3 мощностью 200 тысяч киловатт
на Эстонской ГРЭС.
7. Ввести в IV квартале 1970 года два
энергоблока мощностью по 300 тысяч киловатт на
Ладыженской ГРЭС: один — в октябре, другой, сверх
плана, — в декабре.
8. Ввести к 7 ноября 1970 года линии
электропередачи напряжением 500 киловольт
Глдани—Тбилисская ГРЭС и напряжением 220 киловольт Шан-
галы—Вельск.
9. К 50-летию плана ГОЭЛРО — 22 декабря
1970 года:
— достигнуть проектной мощности — 500 тысяч
киловатт на энергоблоке № 7 Назаровской ГРЭС;
— освоить второй блок Нововоронежской
атомной электростанции на проектную мощность
365 тысяч киловатт;
— ввести в действие линии электропередачи
напряжением 500 киловольт
Невинномысск—Орджоникидзе на участке протяженностью 237
километров и 110 киловольт Астрахань—Владимировка
протяженностью 185 километров;
Май, 1970 1=1=1111=111=======Г11=1==11=1==Г1
— завершить все основные
строительно-монтажные работы по каналу Иртыш—Караганда;
— подготовить по Министерству 100 тысяч
новых квалифицированных рабочих различных
специальностей, повысить квалификацию 245 тысячам
рабочих и 50 тысячам инженерно-технических
работников.
10. В юбилейном году предъявить к сдаче
Государственной комиссии Саратовскую ГЭС.
11. Обеспечить пуск в 1970 году первой очереди
Волжского автозавода на выпуск 220 тысяч
автомобилей в год.
12. Сдать в апреле 1970 года на Волжском
трубном заводе четыре трубоэлектросварочных стана
под комплексное опробование.
13. К 29 декабря 1970 года завершить
выполнение годового плана выпуска и реализации
промышленной продукции, плана по объему капитальных
вложений и строительно-монтажных работ, по
вводу в эксплуатацию объектов жилищного и
культурно-бытового назначения, торговли и общественного
питания.
14. В целях повышения эффективности
энергетического строительства, улучшения использования
основных фондов строительных организаций и
снижения трудовых затрат:
— улучшить использование строительных
машин и механизмов, добившись в 1970 году
повышения выработки на них не менее чем на 2% против
утвержденных директивных норм;
— разработать силами проектных институтов
предложения по новому скоростному строительству
ТЭЦ и ГРЭС и приступить к осуществлению этих
предложений в 1970 году;
— для производства и автоматизации бетонных,
земляных, транспортных, погрузо-разгрузочных,
монтажных и других работ разработать и
подготовить для внедрения в энергостроительство не менее
60 наименований опытных образцов новых
строительных машин, механизмов, приборов и
технологических линий.
15. Путем осуществления на предприятиях и
стройках мероприятий по ускорению технического
прогресса, по дальнейшему повышению уровня
механизации и автоматизации производственных
процессов, совершенствованию технологии
строительно-монтажных работ и промышленного
производства, широкому внедрению научной организации
труда обеспечить в 1970 году перевыполнение
годового задания по росту производительности труда
в промышленности и строительстве.
16. В целях внедрения на электростанциях более
совершенных устройств для слива жидкого топлива,
обеспечивающих ускорение слива в два раза и
снижение потерь топлива в размере 0,5%, построить
на Литовской ГРЭС головной образец устройств для
одновременного разогрева 50 цистерн мазута с
проведением научно-исследовательских и наладочных
работ по организации разогрева цистерн с
мазутом.
17. Сократить сроки простоя в ремонте
оборудования электростанций и электрических сетей
против плановых норм на 1,5% за счет
совершенствования организации труда, внедрения сетевого
планирования и передовой технологии ремонтных
работ.
_ з

18. Закончить к 7 ноября 1970 года ремонт
основного энергетического оборудования
электростанций, обеспечивающего прохождение осенне-
зимнего максимума 1970—1971 гг.
19. Увеличить производство запасных частей для
оборудования электростанций на 3% против
планового задания.
20. Осуществить в 1970 году мероприятия по
повышению активности изобретателей и
рационализаторов, обеспечить экономию от
внедрения в производство изобретений и
рационализаторских предложений не менее 90 миллионов рублей.
21. Повысить общий уровень
научно-исследовательских и проектно-конструкторских работ,
обеспечить при этом получение в 1970 году не менее
500 авторских свидетельств на изобретения и
экономического эффекта от внедрения законченных
научно-исследовательских работ не менее 4—5
рублей на каждый рубль произведенных затрат.
22. Обеспечить в 1970 году подключение не
менее 95% колхозов и совхозов к
централизованным источникам электроснабжения.
23. Перевыполнить план розничного
товарооборота, увеличив продажу в 1970 году
продовольственных и промышленных товаров на 10% против
1969 года.
*
Принимая повышенные социалистические
обязательства, энергетики и энергостроители страны
заверяют ленинский Центральный Комитет
Коммунистической партии Советского Союза и Советское
правительство, что они отдадут все свои силы и
используют все возможности в борьбе за
повышение эффективности общественного производства,
добьются досрочного выполнения пятилетнего
плана и ознаменуют год ленинского юбилея новыми
победами в создании материально-технической
базы коммунизма.
Приняты на совещании актива энергетиков и
энергостроителей Министерства энергетики и
электрификации СССР 2 апреля 1970 года
в г. Москве.
Трудящиеся Советского Союза! Неуклонно
повышайте производительность труда, боритесь за
быстрейшее внедрение в производство достижений
науки и техники
I
Овладевайте современными
!
научно-техническими и экономическими знаниями!

УДК 621.18.(004.68 + 004.28+003.1)
Расчет оптимальной ремонтопригодности
котлоагрегатов
Канд. техн. наук Л. Г. КОВАРСКИЙ, инженеры А. Б. МАЛКИН,
Б. Б. СОЛОВЬЕВ, Д. Б. ТАРАКАНОВ, Я. С. УРИНЦЕВ
Л«н»и«ргор«моит — Союзмюргор«мтр«ст — ЦК! Глмэмргорвмоит
Затраты на ремонт энергооборудования
тепловых электростанций Минэнерго за последние годы
росли быстрее ввода новых мощностей. Так, с 1956
по 1968 г. мощность оборудования возросла в 4,5
раза, а расходы на ремонт в 6,2 раза- Одна из
причин этого несоответствия состоит в снижении
ремонтопригодности оборудования. В настоящее
время за отсутствием критерия ремонтопригодности
энергоагрегатов данное утверждение можно
обосновать лишь ссылками на примеры неудачных
конструкций котлоагрегатов, введенных в строй за
последние годы. Так, в ряде случаев ремонт некоторых
узлов становится возможным лишь при условии их
полного демонтажа и последующего монтажа. Это
случай нулевой ремонтопригодности.
Характерным примером такого рода можно
считать конвективный пароперегреватель котлоагрега-
та ТМ-84. В заводском исполнении он имел очень
ненадежные опоры из жаропрочной стали. При
ремонте узел был восстановлен благодаря
реконструкции с заменой жаропрочных опор
подвесной охлаждаемой системой. Вместе с тем, была
не исключена возможность замены поврежденных
опор новыми стойками из стали более .высокой
жаропрочности, способной обеспечить достаточную
надежность работы пароперегревателя. Если при
первом способе низкая ремонтопригодность узла
скрадывается реконструкцией змеевиков, то во
втором она проявляется наглядно, поскольку при этом
все же необходимо вывести «все змеевики из
газохода, хоть они сами не подвергаются никакой
переделке. Сметная стоимость только демонтажа и
последующего монтажа змеевиков конвективного
пароперегревателя превышает 22 тыс. руб. Эта
сумма приблизительно равна стоимости парового
котла производительностью 20 т/ч на давление
2,35 Мн/м2 (24 кГ/см2). Такова цена низкой
ремонтопригодности лишь одного узла в котлоагрегате
далеко не максимальной паропроизводитсльности.
Другой пример. При нисходящем потоке газов
в регенеративном вращающемся
воздухоподогревателе наибольшему коррозионному износу подвер-
1 В порядке обсуждения. Ред.
гается нижний слой набивки. В
воздухоподогревателях, поставляемых промышленностью, доступ
к нижнему слою возможен только сверху. Для
замены нижнего слоя набивки нужно вынуть, а затем
установить «а место два вышележащих слоя.
Кроме того, нужно демонтировать и
смонтировать*заново опорные кронштейны верхнего и среднего слоя.
Между тем, эксплуатационная практика
подсказывает более эффективную радиальную схему замены
нижнего слоя набивки РВВ. В этом случае
ремонтопригодность узла, просчитанная по
изложенной ниже методике, возрастает с 0,38 до 0,66,
а трудозатраты снижаются приблизительно на 43%.
Отсутствие критерия ремонтопригодности
котлоагрегатов делает невозможным контроль этой
характеристики при конструировании
оборудования на котлостроительных заводах и при
компоновке оборудования электростанций в проектных
организациях.
Характерно, что в проектных организациях
контролируется показатель удельных капитальных
вложений по строительной части на единицу
установленной мощности. Но без учета технологии
ремонта это не может не привести к стесненной
компоновке, к ухудшенной ремонтопригодности и
удорожанию ремонта. Отсутствие критерия
ремонтопригодности вызывает не только резкое
увеличение стоимости ремонта, но и увеличивает
время ремонтных простоев энергооборудования.
В ГОСТ 13 377-67 рекомендуется поставить
критерий ремонтопригодности в зависимости от
среднего времени восстановления или от средней
стоимости обслуживания. Но в приложении -к котло-
агрегату этот подход связан с непреодолимыми
затруднениями. Возникает вопрос: как расценивать
ремонтопригодность двух объектов при одинаковом
или кратном времени их 'восстановления? Значит
ли это, что ремонтопригодность указанных
объектов одинакова или кратна? Опыт показывает, что
для каких-либо одноименных узлов, например, двух
идентичных водяных экономайзеров котлов,
сжигающих одинаковое топливо, и при равном
межремонтном периоде это правило будет справедливо.
Но для случая восстановления двух разнотипных

узлов, например ширмового пароперегревателя и
среднеходной мельницы, сравнение времени
восстановления покажет лишь разницу трудоемкости,
но не даст ни малейшего представления о
ремонтопригодности двух указанных узлов.
В этом плане заслуживают внимания
характеристики для оценки ремонтопригодности
сельхозмашин (П. В. Семягин, «Стандарты и качество»,
1968, № 1).
Для создания критерия ремонтопригодности кот-
лоагрегатов следует рассмотреть структуру
энергоремонтных работ, в состав которых входят
следующие операции:
Гх — замена изношенных элементов; г2 —
восстановление поврежденных элементов; гг— чистка —
промывка поверхностей нагрева (удаление накипи,
шлакозоловых отложений и т. д.); га4—
технологическое ожидание (расхолаживание — прогрев);
га2 — вскрытие — закрытие узла; га3 — демонтаж
исправных элементов для доступа к поврежденным
узлам и последующее восстановление (например,
змеевиков конвективного пароперегревателя);
демонтаж и последующий монтаж прилегающих
узлов, расположенных на трассе перемещения
заменяемых или восстанавливаемых элементов
(лестницы, площадки, обмуровка, трубопроводы); га4 —
сооружение лесов и подмостей; т5 — диагноз и
отыскание повреждений 1(промер диаметров труб,
исследование ультразвуковым толщиномером их
стенок, вырезка образцов и т. д.); т6—проверка,
испытание, обкатка, приемка из ремонта.
Цель всякого ремонта заключается в
восстановлении или поддержании работоспособности
оборудования. С этой точки зрения названные работы
неравнозначны и отчетливо подразделяются на две
обособленные категории. К первой относятся
операции, непосредственно обеспечивающие
работоспособность оборудования (п, г2, г3), ко второй —
операции, обеспечивающие возможность
выполнения работ первой категории \(ти га2, т3 и т. д.).
Соотношение двух указанных категорий,
выраженных в трудозатратах, характеризует степень
пригодности оборудования к ремонту. В
алгебраической записи это соотношение имеет вид:
Кл =
Гу+Гг+ Гг
т\ + тг + т% 4- я*4 4" ть Л"*ть + г\ + г2 + гг
т + г -~ Я '
(1)
Если долголетие котлоагрегата нанести на ось
времени, то мы получим последовательное
чередование межремонтных периодов и ремонтов или
схему эксплуатации. Примем упрощающие
допущения:
1. Длительность всех межремонтных периодов
одинакова;
2. Длительность всех ремонтов одна и та же.
Распространим это допущение на все
составляющие узлы агрегата и введем следующие
обозначения:
М — полное долголетие (срок службы) агрегата;
Р — длительность межремонтного периода; г, /? —
объем ремонта (суммарное нормированное время)
соответственно по одной (г) и обеим (т + г)
категориям работ; 5 — количество рабочих, занятых на
ремонте; N—число межремонтных периодов в
течение полного долголетия (срока службы)
агрегата; 0 — коэффициент активного действия
агрегата, соответствующий коэффициенту готовности КГ
или коэффициенту технического использования КТ
по ГОСТ 13377-67.
При этом
^ м'
В принятых обозначениях
М=ЫР+(Ы— 1)-^-.
С использованием (1), (2) и (3)
К
(2)
(3)
0=
М'^-1)ЖГТ
IV— 1 г
7-4- (*)
М М Ко
Полученная формула2 >(4) выражает
функциональную зависимость коэффициента активного
действия агрегата от ремонтопригодности.
Несмотря на то, что формула ((4) получена
применительно к упрощенной схеме эксплуатации —
ремонта, она ©полые пригодна и для реальных
условий, поскольку принятые допущения не
искажают приведенных величин, а лишь упрощают их
алгебраическую запись. Так например,
произведение МР точно передает суммарное время
активного действия агрегата, тогда как в записи без
принятых допущений потребовалось бы вместо
произведения ЫР привести громоздкий многочлен. Прием
упрощающих допущений, использованный при
выводе формулы (3), применяется при анализе
физических явлений очень широко и позволяет выяснить
общую закономерность исследуемого явления.
Например, инженерные теплотехнические расчеты
реальных газов обычно выполняются по формулам,
выведенным для
идеальных газов.
Допускаемая при этом
незначительная
погрешность возмещается
значительным упрощением
расчетов.
Существенное
значение для величины С}
имеет комплекс
Ы— 1
М
(5)
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
ОМ
0,3
Он характеризует
величину обратную
длительности
эксплуатационного цикла,
состоящего из
межремонтного периода и
ремонта. На рис. 1
приведен график построен- 02
ный по формуле (4).
Каждая кривая С} =
=/(/Со) состоит из трех
характерных участков:
ветви,
прилегающей к вертикальной
оси (/Со = 0);
2 Методика расчета /Со,
/Соопт и зависимости Ко—
=/(0) разработаны в Лсн-
*нергоремонте Л. Г. Ковар-
ским по заданию ЦКБ
Главэнергоремонта и Союз-
энергоремтреста.
а 1 ^
1г/
II//
1
1
1
0,1 Ц2 <
\ 1
1/
/
У Я
\*й
г* й
,6 0
\7 1
V <
Т
%
V
ц
1*10
0.1
Рис. 1. Графики зависимости
коэффициента активного
действия агрегата от его
ремонтопригодности.
,_Л^;2-Л^1;3-Л=%-;
4 о 1
4-Л/=М; 5-N=2М', €-N=31^; 7-
■ ,,■.,', ич
»■ » I I ■
22
. 1" ■».:
I щ ■*■
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Число
межремонтных
периодов в
течение
срока службы
агрегата
Ы = 2М
Ы = М
N « Л4/2
Таблица 1
Участки кривой а~!(К0)
Восходящая
ветвь
</0
Л'о 0,224
/С0^0,160
/Со<0,109
К^ 0,088
/(о<0,074
Луга
0,224^/Со^0,852
0,160</С0^0,592
0,109^/С0^0,415
0,088^ К0^0,334
0,074 4 Ко ^0,292
Ветвь,
прилегающая к
горизонтальной оси
</Ло
/С0>0,852
/С0!>0,592
/С0>0,415
Л'0>0,334
/С0>0,292
Л-ДО
ветви, прилегающей к горизонтальной оси ((? =
= 1);
дуги, соединяющей обе названные ветви.
Принятое деление кривых (?=/(/(о) на участки
поставлено в зависимость от производной в точках
перехода от одного участка к другому.
Дифференцируем выражения (4):
(ОД _Л _ Л'— 1 _г_ _1\'_
(/Ко -д м Ко 5 у ~"
Л^— 1
М
(6)
В табл. 1 приведены предельные значения
производной (6) для каждого из указанных участков.
Восходящие .ветви кривых (рис. 1) отличаются
крутизной и дают наибольшее увеличение
коэффициента готовности при незначительном росте
ремонтопригодности. Другими словами, здесь
максимальный эффект достигается при минимальных
затратах.
Участки дуг характеризуются сравнительно
умеренной крутизной.
Участки, прилегающие к горизонтальной оси,
отличаются пологостью и, следовательно,
повышение готовности за счет увеличения
ремонтопригодности здесь сопряжено с большими
малоэффективными затратами.
Анализ кривых С} = }\(Ко) позволяет сделать
следующий вывод: чем короче межремонтный период,
тем более высокая ремонтопригодность требуется
для получения одинакового коэффициента
готовности.
Полезный -вывод для эксплуатационной
практики можно также сделать на основании табл. 2:
удлинение межремонтного периода дает
наибольший эффект при переходе от N = 2М кЛ1 = М в
области Ко = 0,1— 0,4.
Применение к эксплуатационной практике
рекомендуемого критерия (1) и выводов,
вытекающих из формулы (4), а также графика (рис. 1)
позволяет перейти к разработке методики расчета
оптимальных величин ремонтопригодности.
Увеличение
ремонтопригодности обычно вызывает
удорожание оборудования, но
приводит к снижению трудоемкости и
сокращению длительности
ремонта. Те и другие затраты,
суммированные и приведенные к году
эксплуатации, могут быть
представлены в виде
функциональной зависимости:
0=0, + 02=/(/Со).
Здесь 0\—уменьшающиеся
годовые затраты на ремонт,
связанные с повышением
ремонтопригодности оборудования; 02—
возрастающие годовые затраты
на оборудование, связанные с
повышением его
ремонтопригодности (амортизационная
составляющая); О — суммарные
годовые затраты.
В нахождении минимума
функции (7) и заключается решение задачи об
определении оптимальной ремонтопригодности. На
рис. 2 изображена принципиальная схема этого
решения применительно к следующему примеру:
С = 3/С. + 1;
(М.
К.'
0,4
Рис. 2. К
определению
оптимальной
ремонтопригодности.
0,4
= тг— ; * —0=0, +(7,.
Ло
02 =
<1К
для
Оптимальная ремонтопригодность Копт
рассматриваемого примера составит 0,365.
Следует отметить, что чем круче пролегают
ветви кривой суммарных эксплуатационных затрат О,
тем менее терпимы отклонения от оптимального
значения критерия ремонтопригодности.
Если крутизна обеих ветвей кривой С = [(Ко)
одинакова, то излишняя ремонтопригодность так
же недопустима, как и недостаточная.
ВЫВОДЫ
1. Рекомендуется ввести в энергетическую
практику предлагаемый критерий
ремонтопригодности.
2. На основе рекомендуемого критерия следует
провести опытный расчет ремонтопригодности по
блокам 300 и 500 Мет.
Таблица 2
Число
межремонтных
периодов в
течение срока
службы
агрегата
Ы=2М
#=М/2
ы=м/г
Значения ф по формуле (4)
/Со=0.1
0,525
0,703
0,850
0,893
Ко=0.2
0,258
0,507
0,758
0,883
0,925
0,947
Ко=0,3
0,175
0,335
0,505
0,072
0,839
0,923
0,950
0,964
Ко=0.4
0,380
0,504
0,629
0,754
0,879
0,942
0,963
0,973
Ко=0-5
0,503
0,602
0,704
0,804
0,903
0,953
0,970
0,978
Ко=Э ,6
0,586
0,668
0,753
0,836
0,919
0,961
0,975
0,982
/Со=0.7
0,646
0,716
0,787
0,850
0,931
0,967
0,978
0,985
/(о=0.8
0,680
0,752
0,815
0,878
0,939
0,971
0,982
0,986
Ко=0.Э
0,727
0,787
0,837
0,892
0,947
0,974
0,983
0,958
/Со=К0
0,752
0,802
0,852
0,901
0,952
0,976
0,985
0,989
Май, 1979
. I и» 1^^^.
||||*1' * ■"--■-^-*-
"■ " ' '
"■Г""" ' - ■

3. В соответствии с изложенной методикой
целесообразно приступить к расчету оптимальных
величин ремонтопригодности, чтобы в 'последующем
выпустить межведомственную нормаль
ремонтопригодности, обязательную для энергетики и
энергомашиностроения, в которую евести (полученные
оптимальные значения Ко-
4. В процесс конструирования и ком'поновки
энергооборудования необходимо ввести контроль
ремонтопригодности 'путем ее расчета по
изложенной методике.
Некоторые вопросы надежности
эксплуатации гидротурбин
УДК 621.224.019.32
Канд. техн. наук Л. А. ВЛАДИСЛАВЛЕВ
•зпи
Под (надежностью понимается свойство изделия
(агрегата) выполнять заданные функции, сохраняя
свои эксплуатационные показатели в заданных
пределах в течение требуемого промежутка
времени или требуемой наработки *. Надежность
оборудования закладывается при проектировании,
изготовлении и монтаже оборудования. Однако
надежность того или иного типа оборудования
выявляется только в эксплуатации. Надежность
является обобщенной характеристикой качества
оборудования. Надежность зависит от качества:
проектирования (конструирование и расчет); изготовления
(технология производства); монтажа; эксплуатации
(включая ремонты).
В процессе эксплуатации выявляются все
просчеты и дефекты, заложенные в машине на
различных стадиях ее создания. Поэтому
эксплуатационному персоналу ГЭС необходимо не только
правильно эксплуатировать ^поставленное
оборудование, но и своевременно выявлять и устранять все
заводские и монтажные дефекты.
К сожалению, у некоторых специалистов
распространено неверное мнение, что надежность
гидротурбин (и любого оборудования вообще) зависит
только от качества изготовления их на заводе.
Будет обеспечено высокое качество изготовления — и
безотказность работы оборудования гарантирована.
Но это не так. Эксплуатационный персонал
проводит большую работу по удлинению срока работы
без ремонта, обеспечению безаварийности,
сохранению высоких энергетических и других
параметров и пр. Это достигается при:
своевременном проведении лидерных
^контрольно-сдаточных) испытаний вновь вводимого
оборудования;
обязательном выполнении правил технической
эксплуатации и инструкций поставщиков
оборудования;
правильной организации эксплуатации и
технического контроля за оборудованием;
своевременном ремонте оборудования и
качественном его проведении;
анализе различных показателей оборудования
в процессе эксплуатации и ремонтов;
реконструкции отдельных узлов;
широком развитии рационализаторской и
изобретательской работы;
обучении и своевременной подготовке
эксплуатационного персонала;
1 Терминология по надежности, приведенная в статье,
соответствует ГОСТ 13377—67 «Надежность в технике»,
Терпит*
организации социалистического соревнования.
Опыт эксплуатации гидростанций показывает,
что проведение перечисленных мероприятий дает
возможность обеспечить безаварийную и
экономичную работу гидротурбин. Так, проведение
лидерных испытаний при приемке агрегатов в
промышленную эксплуатацию позволяет уточнить
энергетические характеристики агрегатов, выявить
наиболее экономичные и опокойные (с точки зрения
вибрации, кавитации и пр.) режимы работы
гидротурбин и получить все эталонные характеристики
новой машины. Дальнейшие эксплуатационные
испытания позволят сравнить характеристики
гидроагрегата в данный период с эталонными и тем
самым выявлять и оценивать те изменения в
гидроагрегате, которые произошли за данный период
наработки.
При анализе различных показателей
оборудования в процессе эксплуатации и ремонта,
сопоставляя различные показатели надежности одной
машины в различные периоды ее работы (или
сопоставляя эти показатели по разным агрегатам),
можно своевременно выявить изменения (в
частности ухудшения) в состоянии данной машины, или
выявить худшие машины ГЭС, которые
нуждаются в дополнительных ремонтах, профилактических
осмотрах или в своевременной замене узлов,
деталей. Все это способствует повышению надежности
эксплуатации, так как отказ машины можно
предотвратить и избежать его внезапного появления.
Наибольшее развитие получила теория
вероятностной надежности. Если мы имеем
статистические данные наблюдений за каким-либо
характерным параметром машины или группы однотипных
машин при эксплуатации, то применяя теорию
вероятности, можно подобрать определенные
аналитические законы изменения этого параметра. Если
подобранные аналитические законы хорошо
согласуются со статистическими данными эксплуатации,
тогда основные показатели надежности можно уже
определить по аналитическим формулам.
Основными аналитическими законами
распределения вероятностей, наиболее часто применяемыми
в машиностроении, являются следующие три
закона:
нормальный (Гаусса),
экспоненциальный (показательный),
Вейбулла.
Характеристиками надежности являются
безотказность, долговечность и ремонтопригодность. Их
математические выражения приведены в табл. 1.
в
^■■мнмм
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Таблица 1
Характеристика
надежности
Общие выражения
Закон распределении пары метр о •
нормальный
экспоненциальный
Вейбулла
Вероятность
безотказной работы
Вероятность
отказов
Частота отказов
Интенсивность
отказов
Наработка на
отказ
(долговечность)
00
м =р (о
<и
<?(*) = 1-Я(т)
ш=-
4Р_
си
ср
00
ш
Я(х)
оУ2п\
оо </-7с_)«
ср'
2в»
Г//
^
ср Ь Ъ±
<ХА
о У2пУ
оо <<-ГйВ)
ср'
с 2" М
>«=77?А-^}
<'-Гср)'
1 <?
'/2*0,5-ф(
202
*-г(
ср\
ер
Я{х) ~ ехр
(~т)
<г м -»- ехр(- т)
НО = ^-м=^ехр(-^
Х(0 = Т^Х
А = С0П51
7"«Р = "Т = °
Р(,) = схР[-(4-)Ь]
0Л*)=1-ехр[|-(-5")']
ко-КгГЧЧ«7]
Ь / * \ь-|
*>-4(4)
ГсР = аг(1 + 4-)
Примечания: 1. о—среднее квадратичное отклонение параметров. 2. Г —гамма-функция. 3. о и 6—-постоянные (параметры распределения),

Безотказность характеризуется интенсивностью^
отказов /,(/), которая соответствует вероятности
отказа перемонтируемого изделия в единицу
времени после данного момента времени при условии,
что отказ до этого момента не возник. При этом,
под отказом понимается событие, нарушающее
работоспособность изделия.
Если восстановление работоспособности изделия
осуществляется три ремонте, то предполагается,
что ремонт равноценен замене вышедшей детали
новой. Обычный вид Зависимости к(4) для
гидротурбин показам на рисунке (кривая /). Здесь
отмечаются три характерные участка кривой. Первый
участок — от пуска агрегата до ./ь так называемый
приработочный период. Он охватывает временную
эксплуатацию агрегата. Этот период продолжается
до 2—3 лет тосле пуока агрегата. Для этого
периода интенсивность отказов хорошо подчиняется
закону безотказности Вейбулла, при коэффициенте
Ь<\.
Второй участок относится к нормальной
эксплуатации (от 1\ до ^). Он начинается после
приемки агрегата в промышленную эксплуатацию, т. е.
после приработочного периода. Продолжительность
этого периода 30—40 лет. Этот (период
характеризуется постоянством интенсивности отказов. В этот
период производятся восстановительные плановые
ремонты оборудования и замена вышедших из
строя изделий (узлов) новыми. Этот участок
согласуется хорошо с экспоненциальным законом
безотказности.
Третий участок начинается от 1г и
характеризуется резким увеличением интенсивности отказов.
Здесь отказы наступают в основном из-за износа
и «старения» деталей (узлов). Начало третьего
участка может наступить значительно позднее
указанного срока благодаря проведению реконструкции
оборудования или замене изношенных узлов
новыми. Третий участок хорошо согласуется с
нормальным законом безотказности.
Характер кривой интенсивности отказов во
многом зависит от эксплуатационных режимов
агрегата. При использовании агрегата без
форсирования нагрузки с наиболее благоприятными
режимами в отношении вибрации, кавитационных явлений
и динамических режимов кривая интенсивности
будет отличаться от ранее представленной (кривая //).
Более благоприятные режимы эксплуатации
снижают интенсивность отказов и повышают
надежность оборудования.
К динамическим режимам гидроагрегата надо
отнести режимы пуска и включения в сеть,
переводы в компенсаторные режимы и обратно, сбросы
нагрузок, длительные и кратковременные к. з. на
шинах генератора или сети, остановки и др. Все
эти режимы по-разному влияют на отдельные узлы,
на уровни напряжения в них, а следовательно, и на
Интенсивность
отказов гидротурбин.
/ — при режимах с
динамическими и другими
неспокойными нагрузками;
// — при спокойных
режимах.
надежность. Так например, для такого узла
агрегата, как подпятник (особенно у крупных
агрегатов), наиболее тяжелыми являются пуски. При
пусках замечено наибольшее число повреждений
подпятников. Поэтому средняя частота пусков
агрегатов характеризует работу .подпятников в этих
режимах. Где эта частота больше, там подпятник
находится в более тяжелых условиях работы, а
поэтому осмотру и профилактике его надо уделять
большее внимание. Средняя частота пусков
определяется по формуле:
/пуск —
г
т
где г
число пусков за время наработки Т.
Величина -е будет определять среднее время
/пуск
наработки между пусками
Т
пуск.ср
2
В эксплуатации надо стремиться уменьшить
величину /пуск ИЛИ увеЛИЧИТЬ Гцуск.ср-
Кроме пусковых режимов для гидротурбин
тяжелыми являются переводы в режим синхронного
компенсатора (СК) и опять в генераторный режим.
Такой перевод агрегатов создает динамические
нагрузки на лопасти рабочего колеса, приводит к
увеличению вибрации агрегата, которая наблюдается
от момента закрытия направляющего аппарата до
момента отжатия воды от рабочего колеса. При
переводе в генераторный режим наблюдается
ударное воздействие потока на лопасти при заполнении
камеры колеса водой. Эти режимы
характеризуются средней частотой перевода агрегата в .режим СК
и обратно в генераторный режим (как правило,
в эксплуатации агре1ат из режима СК
переводится в генераторный режим и только в редких
случаях останавливается):
. _ 2с
/ск — т '
Среднее время наработки между переводами
агрегата в режим СК и обратно в генераторный
режим
7\_.= Т
СК.ср
2с'
где с — число переводов агрегата в режим СК за
время Т.
Агрегат, который за равное время наработки
имеет большее значение /сК, находится в более
тяжелых условиях эксплуатации. При осмотрах этих
агрегатов необходимо более тщательно проверять
рабочие лопасти: есть ли в них трещины,
ослаблены болтовые соединения и пр.
В качестве примера в табл. 2 приведены
величины /пуск, Т'пуск ср, /ск* 7\ж.ср-
Из табл. 2 видно, что для первых трех ГЭС
пуски и остановки производятся в среднем через
100—200 ч работы. Переводы в режим СК для
Каховской ГЭС происходят в среднем через
16—25 ч. На Плявиньской ГЭС пуски и остановки
в среднем производились каждые 4 ч.
Перегрузки деталей и узлов агрегата
происходят также три сбросах нагрузки с генератора. При
этом возникают ударные моменты и усилия в ряде
случаев, приводящие к появлению трещин в
деталях и их поломкам. Сбросы нагрузок приводили
10
52
чин \ш
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Таблица 2
ГЭС
Период
эксплуатации
№
агрегата
Пуск
з
к<1
а.
а
Каховская
Гумати I
Гумати II
Плявиньская
1956—1966 г.
1960—1966 г.
1960—1966 г.
1965—1968 г.
1
2
3
4
5
6
1
2
3
4
1
2
3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
8,95
8,00
11,30
8,20
8,82
9,50
6,90
6,09
4,42
7,37
3,1
5,14
3,49
132
132
128
122
171
108
88
104
166
68
111
125
88,2
122
ИЗ
105
146
144
226
136
322
194
286
7,
7,
7,
8,
5,
9,
И,
9,
6,
15,
56
56
82
24
86
76
38
66
04
82
Режим СК
:*
з
и.
о
х,
о
к
56.5
49.8
60,0
44,6
48.6
38,8
17,
20,
16,
22,
20.6
25,7
также к -повреждениям напорных трубопроводов и
спиральных камер у средненапорных и
высоконапорных ГЭС.
Средняя частота сбросов нагрузок и среднее
время наработки между сбросами определяются по
формулам:
р д. # гр Т
/сб—~~Т~'* сб.ср — ~5~'
где й — число сбросов нагрузки с агрегата за
время Т.
Каждое динамическое воздействие на ротор
агрегата влияет <на вибрацию его опорных узлов
(подшипники, опорные крестовины, крышка
турбины и др.), а следовательно «и на уровень
напряжения в них.
Исследования вибрации грузонесущих
крестовин гидроагрегатов позволили оценить
динамические воздействия при переходных режимах. Так
максимальные отношения амплитуд вибрации
в переходных режимах
Л"ебр к амшлитудам при
установивившихся режимах холостого хода
Аув0были следующими:
Режим
Пуск без включения в сеть
Перевод в режим СК
Пуск с самосинхронизацией
Несимметричные нагрузки и другие
электрические переходные режимы
Сброс полной нагрузки
„пермуст
вб вб
5
6
8
10
10
Работа агрегатов с динамическими нагрузками
может характеризоваться частотой динамических
нагрузок
Р 2г-\-2с+с! + х цикл, ^ 1
/дин — т и »
' ДИН.СР "Г
дин
где Гдин.ср — среднее «время между «толчками»
нагрузок; г — число пусков (число остановок за то
же время Т может быть равно числу пусков или
отличаться на единицу); * — число других
переходных режимов (разгонные, набросы нагрузок в
генераторах и др.).
Очевидно, чем больше частота динамических
нагрузок, тем в более тяжелых режимных условиях
находился агрегат при эксплуатации. Значения
частоты динамических нагрузок, например, для
агрегатов Каховской ГЭС за период 1965—1966 гг.
были следующими:
агрегата
1
2
3
4
'дия.ср»
цикл'и
0,131
0,117
0,157
0,112
М агрегата
5
6
Среднее
значение
'дин. ер'
цикл/ч
0,125
0,09
0,122
Эти данные показывают, что на ГЭС за каждые
100 ч наработки происходит более 10 динамических
толчков на агрегат. Надо отметить, что средняя
частота динамических нагрузок для агрегатов
Каховской ГЭС до введения режимов СК (1956—
1964 гг.) не превышала 0,018 цикл/ч, т. е. после
введения режимов СК средняя частота
динамических нагрузок увеличивалась в 6,8 раза (0,122/0,018).
Интенсивность отказов зависит не только от
режимов работы агрегата, но и от других факторов.
К этим факторам относятся, например, наличие
в воде твердого,стока, его концентрация,
агрессивность воды, температура воды и окружающей
среды и >пр. Поэтому одинаковые агрегаты в одних
условиях работают хорошо, в других—плохо. Этим
также объясняется различие в интенсивности
отказов одних и тех же узлов у разных гидротурбин.
Очевидно, статистическая информация об
эксплуатации гидротурбин должна отражать все
особенности их работы в различных условиях.
В табл. 3 приведены интенсивности отказов
различных узлов, полученные статистической
обработкой материалов эксплуатации оборудования ряда
ГЭС с различными типами гидротурбин мощностью
от 100 до 120 000 кет. Из данных этой таблицы
видно, что максимальная и минимальная величины
интенсивности отказов различны. Однако среднее
значение интенсивности из числа случаев известных
отказов ближе к минимальным значениям. Подан-
ным интенсивности отказов можно приближенно
сравнить надежность различных типов гидротурбин.
Каждый агрегат состоит из нескольких узлов,
отказ одного из которых приводит к отказу ©сего
агрегата. Таким образом гидроагрегат можно
представить как (последовательное соединение узлов,
поэтому вероятность безотказной работы агрегата
в целом будет равна произведению вероятности
безотказной работы каждого узла, т. е.
п
*агр ==: 11 * у8>
1
где п — число узлов.
Таким образом, надежность гидротурбин в
течение 1000-часового периода будет равна
(принимаем экспоненциальный закон безотказности):
для поворотно-лопастных турбин
ХПр(/) из табл. 3 то пп. 2, 4, 56, 66, 7, 8, 9, 10, 11,
12, 13, 146, 20 равна 0,82 и Я,ооо=е-°-82=0,441;
для радиально-осевых турбин
Л,ср(0 из табл. 3 поил. 1, 56, 66, 7, 8, 9, 10, 146, 20
равна 0,62 и />1000=е-°'б2=»0,538;
Май» 1970
■мш«1ММ*ми*1
11

Таблица 3
Таблица 4
Наименование оборудования
(узла, детали)
Интенсивность
отказов на 1000 ч (X)
Основные технические показатели эксплуатации
гидромеханического оборудования агрегатов ГЭС
за 19... год
* Ч К
«О Я Я
5 Я 3
и х
Рабочее колесо радиально-осевой
турбины
Лопасти поворотной турбины
а) с облицовкой из нержавеющей
стали
б) из нержавеющей стали
Ковшовые турбины
а) ковши рабочего колеса
б) сопла и иглы
Камера рабочего колеса поворотно-
лопастной турбины
Вал турбины (износ шейки вала в
зоне направляющего подшипника
турбины)
а) при наличии сальникового
уплотнения
б) при наличии рубашки шейки
вала
Вкладыши направляющих
подшипников турбины
а) с баббитовой заливкой
б) с резиновыми сегментами
в) с деревопластиком
Предохранительные устройства
рычагов направляющего аппарата (НА)
Лопатки НА
Резиновые уплотнения лопаток НА
Уплотнения штоков сервомоторов
НА (манжеты)
Уплотнения цапф лопастей
рабочих колес поворотно-лопастных турбин
Тяги и проушины механизма
поворота лопастей РК турбины
Направляющие втулки штанги]
маслоприемника
поворотно-лопастной турбины
Подпятники крупных гидроагрегатов
а) однорядное расположение
сегментов на винтовой опоре
(сегменты неподвижные)
б) двухрядное расположение
сегментов
в) сегменты на гидравлической
опоре (гофрированные опоры)
г) сегменты на жесткой опоре
(принудительная подача
масла к трущимся поверхностям)
д) сегменты, вращающиеся со
ступицей; опорный диск
неподвижен (агрегаты средней
мощности)
Насосы винтовые МНУ
на давление 20 кГ/см*
40 кГ/см*
Насосы центробежные типа 12НДС
Насос типа 20А-18-1
Компрессоры низкого давления
(избыточное, 8 кГ/см2) типа 200В-10
Компрессоры высокого давления
(избыточное 25 кГ/см1) типа 2СА-25
Станция централизованной смазки
механизмов направляющего аппарата
типа АС-100
0,25
0,3
0,1
0,2
0,1
0,2
0,1
0,08
0,07
0,1
1.0
0,3
0,1
0,3
0,2
0,2
0,15
0,3
1,0
1,5
0,15
1.0
0,2
0,2
0,25
0,15
0,2
0,2
0,2
0,25
0,05
0,07
0,04
0,04
0,04
0,05
0,07
0,06
0,04
0,05
0,1
0,1
0,03
0,1
0,05
0,05
0,05
0,03
0,05
0,08
0,03
0,05
0,08
0,05
0,07
0,05
0,06
0,1
0,02
0,05
0,02
0,007
0,02
0,02
0,05
0,04
0,015
0,025
0,02
0,05
0,015
0,05
0,03
0,02
0,02
0,025
0,025
0,03
0,015
0,03
0,05
0,03
0,05
0,03
0,04
0,05
Примечания: I. Максимальное и минимальное значения
интенсивности отказов даны для разных условий работы узла.
Например, износ радиально-осевых рабочих колес Шаариханских ГЭС даст
максимальное значение интенсивности, в то время, как колеса,
работающие о условиях раннинных рек. дают минимальное значение
интенсивности отказов. 2. Среднее значение интенсивности отказов
соответствует большинсгву агрегатов, а ке является средней арифметической
максимального и минимального значения интенсивности. 3.
Интенсивности отказов насосов и компрессоров приведены по данным
эксплуатации их на гидроэлектростанциях. 4. Причинами повреждении
предохранительных устройств рычагов направляющих аппаратов (п. 7) в
большинстве рассмотренных случаев являлись конструктивные и монтажные
дефекты узла, поэтому приведенные значения А. не характеризуют
поломки устройств от попадания в НА посторонних предметов.
Показатель
№ агрегата
Примечание
Число часов работы
с начала эксплуатации
за отчетный год
в режиме синхронного
компенсатора
Число часов нахождения агрегата
в текущем ремонте
в аварийном ремонте
в резерве
в прочем простое
Число часов работы между
последними двумя капитальными
ремонтами
Число остановок агрегата
на текущий ремонт и
профилактические осмотры
аварийных, из-за повреждений
в гидромеханической части
Краткая характеристика
повреждений узлов
Длительность капитального
ремонта, ч
Трудовые затраты, чел-я
на капитальный ремонт
производственного
предприятия
на текущие ремонты
Число
пусков агрегата
остановок
переводов в режим СК
отключений при сбросах
нагрузки
Стоимость, тыс. руб.
капитального ремонта
текущих ремонтов
Двойная амплитуда, мкм
вибрации опорного узла
агрегата до капитального
ремонта
биения вала у турбинного
подшипника
опорного узла агрегата после
капитального ремонта
биения вала у турбинного
подшипника
Максимальный относительный
к. п. д. агрегата
до капитального ремонта
после капитального ремонта
Численность персонала ГЭС, чел.
п роизводс тве н ного
непроизводственного
для ковшовых турбин
А,ср(0 из табл. 3 'по пп. За, б, 10, 14а равна 0,18 и
Я1000=е-<и8=0,869.
Из этих приближенных расчетов видно, что
наиболее надежными турбинами являются ковшовые;
наименее надежными — поворотнолопастные,
надежность которых почти в 2 раза ниже надежности
ковшовых гидротурбин. Из расчетов также .видно,
что чем сложнее конструкция, тем более высокие
требования надо предъявлять к надежности
отдельных ее узлов.
Надежность гидроагрегатов в полной мере
можно выявить лишь на основе анализа данных
многолетней эксплуатации оборудования. Однако,
информация со стороны ГЭС поступает
разрозненная, несистематизированная. Многое необходимо
12
■ммь
электрический станции

было выбирать из суточных ведомостей и
журналов на самих ГЭС. Заводы-изготовители
оборудования не располагают достоверными, полными
сведениями о работе своего оборудования в различных
условиях. Отсутствие разработанных критериев
надежности гидротурбинного оборудования не
позволяет оценить и сравнить надежность отдельных
агрегатов, а также дать оценку экономической
эффективности повышения надежности вновь
выпускаемых гидротурбин.
Все это требует безотлагательных мер для
получения потока статистической информации по
эксплуатации оборудования ГЭС.
Заводы-изготовители основного оборудования должны обязательно
посылать своих специалистов на капитальные
ремонты оборудования ГЭС. Это позволит заводам
получить ценные и полные сведения по всем
вопросам надежности своих машин непосредственно на
ГЭС.
Для облегчения систематизации статистических
данных эксплуатации агрегатов, необходимых для
оценки надежности эксплуатации гидротурбинного
оборудования ГЭС, нами предлагается форма
(табл. 4), которая должна заполняться на ГЭС по
результатам годовой эксплуатации и
прикладываться к годовому отчету ГЭС. Аналогичные формы
отчетности должны быть разработаны и по
электрическому оборудованию ГЭС.
ВЫВОДЫ
1. Работникам эксплуатации совместно с
диспетчером системы необходимо обеспечить работу
агрегатов, исключающую неоправданные их пуски,
переводы и режим СК и пр. Всемерное
уменьшение частоты динамических нагрузок /ди„
способствует повышению надежности оборудования
ГЭС.
2. При РЭУ целесообразно организовать
группы надежности оборудования, поручив им сбор
необходимой статистической информации, анализ
надежности оборудования и разработку, совместно
с заводами и ГЭС, мероприятий, повышающих
эксплуатационную надежность гидротурбин.
3. Заводам-изготовителям основного
оборудования 'систематически участвовать в капитальных
ремонтах своего оборудования на ГЭС.
4. Ведущим отраслевым институтам необходимо
продолжать разработку по теории надежности
гидротурбин и отраслевому стандарту по оценке их
эксплуатационной надежности и долговечности.
5. Техническому комитету № 4 (гидротурбины)
Международной электротехнической комиссии
необходимо разработать положения но терминологии
и критериям эксплуатационной надежности
гидротурбин и по организации сбора информации об
отказах основного энергетического оборудования
ГЭС.
УДК 621.311.22.002.51:621.18.003.12
Регенеративные воздухоподогреватели
с разделенными воздушными потоками
для котла ТПП-200-1 блока 800 Мет
При сжигании низкореакционных топлив
(антрацитов, полуантрацитов, тощих углей) .в
камерных пылеуголышх топках крупных котельных
агрегатов наибольшее распространение получила двух-
вентиляторная схема -подачи угольной пыли в топку
горячим воздухом, в которой в качестве
вентиляторов (первичного воздуха применяются вентиляторы
типа ВГД (вентиляторы горячего дутья),
устанавливаемые за воздухоподогревателями на стороне
горячего воздуха.
Такие схемы обеспечивают заметный
экономический эффект по сравнению с одновентиляторными
схемами подачи угольной пыли горячим воздухом
благодаря устранению непроизводительного
дросселирования воздуха во вторичном тракте.
Для первого энергоблока 800 Мет с котлом
производительностью 2 500 т/ч, предназначенного для
сжигания сушонки АШ, была применена двухвен-
тиляторная -схема (рис. 1,а) подачи угольной пыли
с центрального пыл еза вода горячим воздухом
с установкой на каждый корпус котла по три
вентилятора первичного воздуха типа ВГД-20.
Особенность компоновки конвективных поверхностей
нагрева котла заключалась в разделении
конвективной шахты котла, включая и
воздухоподогреватели, на два параллельных газохода—основной и
байпасный, с осуществлением газового регулирова-
Инж. С. И. ЗАРАЙСКИЙ
Завод «Красный котслыцмк»
ния промперегрева и возможностью поддержания
повышенного подогрева воздуха при частичных
нагрузках (360—385° С).
Более подробная характеристика компоновки
конвективных поверхностей нагрева котла, а также
анализ работы воздухоподогревателей и схемы
газовоздушного тракта приведены в {Л. 1—3].
Для второго энергоблока 800 Мет с котлом
2 500 т/ч схема и компоновка низкотемпературной
части котла ТПП-200-1 и .воздушного тракта была
усовершенствована, что заключалось в применении
двухвентиляторной схемы подачи угольной пыли
горячим воздухом с установкой вентилятора
первичного воздуха перед .воздухоподогревателями
с полным выделением тракта первичного воздуха,
в том числе в пределах воздухоподогревателей,
в самостоятельный тракт (рис. 1,6). При этом были
сохранены схемы включения и типоразмеры пред-
включенных и основных воздухоподогревателей,
принятые для первого блока 800 Мет.
Преимущества схемы с установкой вентилятора
первичного воздуха перед воздухоподогревателями
на холодном воздухе с полны-м выделением тракта
первичного воздуха, как наиболее целесообразной
с точки зрения расходов электроэнергии на дутье,
неоднократно отмечались в литературе [Л. 4, 5].
В сочетании с регенеративными воздухоподогрева-
Май, Н)70
13

I "-1 1
г, г
1_71Ш
ГЛ,П|П,П
О
6)
Рис. 1. Схемы включения регенеративных воздухоподогревателей и воздушного тракта
для одного корпуса котлоагрегата '2 500 т/ч.
а — установка вентиляторов первичного воздуха (ВГД) за воздухоподогревателями; б — установка
вентиляторов первичного воздуха (ВПВ) перед воздухоподогревателями при использовании РВП
с разделенными воздушными потоками.
холодный воздух; воздух после предвключенного воздухоподогревателя;
— • смешанный воздух; —.. — .. — горячий воздух.
/ — первичный воздух; // — вторичный воздух; ОРВП и ПРВП — основные и предвключенные
регенеративные воздухоподогреватели; ОДВ и МВД — основные и предвключенные дутьевые
вентиляторы; ВГД — вентиляторы горячего дутья; ВПВ — вентиляторы первичного воздуха.
Рис. 2. Схемы регенеративных
воздухоподогревателей с
разделенными воздушными
потоками.
а — с секторным делением потоков;
б — с кольцевым делением потоков.
/ -- первичный воздух; // —
вторичный воздух; Г — газы.
телями (РВП) применение такой схемы требует
либо выделения для тракта первичного воздуха
специального РВП, либо изменения типовой
конструкции РВП с выделением в нем отсека
первичного воздуха (рис. 2). В зарубежной практике эти
схемы с использованием РВП применяются в
системах пылеприготовления с прямым вдуванием
[Л. 6].
При решении вопроса о выделении тракта
первичного воздуха в пределах РВП рассматривался
и вариант выделения отсека первичного воздуха
в РВП с коцентрически'м и секторным делением
потоков первичного и вторичного воздуха и
установкой дополнительных кольцевого или
радиального уплотнений (рис. 2). В обоих случаях возможен
подогрев первичного и вторичного воздуха при
разных давлениях. Концентрическое деление
(рис. 2,6) целесообразно применять'в том случае,
когда необходимо обеспечить подогрев первичного
воздуха до более низкой температуры, чем
вторичного. Это решение хорошо увязывается со -схемой
пылеприготовления с прямым вдуванием при
сжигании каменных углей умеренной влажности, либо
со схемами с промежуточным пылевым бункером п
подачей угольной пыли в топку сушильным
агентом.
Если необходимо, чтобы первичный воздух имел
максимальную температуру, как например, при
сжигании низкореакционного или высоковлажного
топлива, более целесообразно секторное деление
(рис. 2,а) с расположением отсека первичного
воздуха между газовой стороной РВП и отсеком
вторичного воздуха. При этом отсек первичного
воздуха должен располагаться первым по ходу
вращения ротора РВП.
Поля температур горячего воздуха на выходе
из РВП котлоагрегата ТПП-110 0 = 950 т/ч, снятые
котельной лабораторией ТКЗ, показали, что
температура горячего воздуха на выходе из секторов,
которые первыми омываются воздухом после
подогрева их газами, выше на 20—30° С (рис. 3). Это
объясняется, с одной стороны, большим, по
сравнению со средним, температурным напором между
нагретыми листами набивки и .воздухом, с другой-
значительной присадкой газов, переносимых
ротором РВП с газовой стороны на воздушную в этих
секторах. Учитывая это, был принят секторный
вариант разделения потоков воздуха в двух из пяти
РВП каждого корпуса котлоагрегата.
Представляет интерес технико-экономическое
сопоставление компоновок РВП и воздушных трактов
по схемам, представленным на рис. 1. В обоих
случаях при последовательном включении основных
вентиляторов и
вентиляторов
первичного воздуха
аэродинамическое
сопротивление трактов
холодного воздуха,
регенеративных возду-
хоподогревате л е й,
тракта вторичного
воздуха и частично
тракта первичного
воздуха преодоле- _
вается за счет
энергии, затрачиваемой
основными
вентиляторами.
Вентиляторы первичного
воздуха повышают его
давление на разницу
Рис. 3. Температурное
поле (°С) горячего
воздуха на ныхолс из
набивки ротора РВП-Ь8М.
14
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

в аэродинамических сопротивлениях первичного и
ВТОРИЧНОГО ТраКТОВ (Д#перв).
Отличие состоит в том, что в случае установки
вентиляторов первичного воздуха перед
воздухоподогревателями объемный расход среды,
перекачиваемой ими, будет меньше за счет более низкой
температуры воздуха; с другой стороны, этот
расход несколько возрастет на величину объема
избыточного воздуха, расходуемого иа перетечки в РВП.
Расход первичного воздуха через ВГД в схеме 1
(рис. 1,а) составляет:
У1(|) = ДГиГВрЦЬр, мг}ч%
(1)
где Л! —доля «первичного воздуха от общего
количества воздуха за РВП; р"вп— количество воздуха
за РВП, отнесенное к теоретически необходимому
количеству воздуха; V0 — теоретическое количество
воздуха при нормальных условиях, необходимое
для сгорания 1 кг топлива, м*/кг; Вр — расчетный
расход сжигаемого топлива, кг/ч; /г.в —
температура горячего воздуха за РВП, °С.
Для котлоагрегатов с центральной схемой пыле-
приготовления (с центральным пылезаводом),
как, например, в рассматриваемом случае
где (хт я Дат — соответственно избыток и присос
воздуха в топку.
В схеме 2 (рис. 1,6) расход .первичного воздуха,
подаваемого ВПВ
1(2)— Аг вп * &Р 273 ' М I**'
(2)
Здесь /'в — температура воздуха перед ВПВ, °С.
Расход избыточного воздуха, перетекающего
в РВП из отсека первичного воздуха на газовую
сторону и отсек вторичного воздуха, и также
проходящего через ВПВ:
V
1прт(2)
-Чвп^-^рЧт!11- *7«. (3)
где ДарВП — количество воздуха, перетекающее из
отсеков первичного воздуха на газовую сторону РВП
и в отсеки вторичного воздуха, отнесенное к
теоретически необходимому количеству воздуха.
Величина Д<*РВп(2) зависит от конструкции и
периметра уплотнений, а также перепада давлений на
них. При равных зазорах в периферийных и
радиальных уплотнениях и равных коэффициентах расхода
через нихДарВП(2), с достаточной для практических
целей точностью, можно определить из выражения
ТВП (2)
П общ
X
1
ЯобиУ V
=-(/7[/Д^ + Я1_11КМИ„)+
р
иех
-4-Д<* »
• вп/1„<т т.
(4)
где Даи х— общая относительная перетечка воздуха
вп
в РВП в обычном случае (схема 1) без учета
повышенных перетечек из отсеков первичного воздуха
(исходная); Да^п — общий относительный перенос
воздуха с воздушной на газовую сторону
вращающимися роторами РВП; тв и т\—'соответственно
общее количество секторов набивки на воздушной
стороне РВП и в отсеке первичного воздуха; я0бщ
и п\ — соответственно общее количество РВП и
количество РВП, имеющих разделение на отсеки
«первичного и вторичного воздуха; Я„бщ — общий
периметр уплотнений на одном РВП с учетом
дополнительного уплотнения между отсеками
первичного и вторичного воздуха, м\ ПТ и /7,_п —соот:
ветственно -периметры уплотнений между отсеком
первичного воздуха и газовой стороной РВП и
между отсеками первичного и вторичного воздуха,
Др^х—средний перепад давлений между
воздушной и газовой сторонами РВП в обычном
случае (схема 1) при отсутствии разделений лотоха
воздуха, а также между отсеком вторичного
воздуха и газовой стороной в схеме 2, кГ/м2;
Д/?1Р и Д/^„ —соответственно средние перепады
давлений между газовой стороной РВП и отсеком
первичного воздуха, а также между отсеками
первичного и вторичного воздуха, кГ/м2.
Общий относительный перенос воздуха с
воздушной на газовую сторону вращающимися
роторами РВП с учетом данных [Л. 7] определяется из
следующего соотношения:
Да" =
вп
31 (Р;-^)//;^
У°В0
ср
^обсд»
(5)
где /)р, й и И—средний диаметр ротора и ступицы
РВП по окружным уплотнениям и его высота, м;
усвр — плотность воздуха при средней температуре,
кг/м3.
С учетом (1), (2) и (3) легко показать, что
относительное уменьшение расхода мощности на
подачу первичного воздуха в схеме 2 по отношению
к схеме 1 составит
*._ ^(2)_(^ОТ)(»)(^+273)Л . АаРВП(2)\
,— ^1С1) (^эл)(2)(^.в+273)^1"Г ^шла1 У
Абсолютное уменьшение расхода мощности на
подачу первичного воздуха в схеме 2 по сравнению
со схемой 1 определится как
(в)
^, = (1-*,)
I (||А//цер|
(7)
3670(7}в^аЛ)(1)
где г)в и т]г>л — соответственно к. п. д. вентиляторов
и их электродвигателей.
В связи с тем, что в РВП с разделенными
отсеками .первичного и вторичного воздуха периметр
уплотнений на границе между отсеками вторичного
воздуха и газовой стороной РВП уменьшается,
несколько снижаются перетечки вторичного воздуха
на газовую сторону РВП, что ориентировочно
можно учесть по следующему выражению:
/ь т
Да
и
РВП (2)
= (Да
исх
вп
Да")
/7Г
"и
"" "овщ Л*щ
+-д«" _^_П', (8)
где ПТи — периметр уплотнения между отсеком
вторичного воздуха и газовой стороной РВП, м; ПГ —
общий периметр уплотнений между воздушной и
газовой сторонами РВП, м\ ши — количество секторов
набивки в отсеке вторичного воздуха.
Суммарная перетечка воздуха в РВП с
разделенными потоками определяется суммированием
Май. 1970
15

перетечек по отсекам:
^аРВП (2) — ^ЛРВП (2)
II
(9)
Г^аРВП(2)'
Общая перетечка воздуха в регенеративных
воздухоподогревателях в схеме 2 с учетом
повышенной перетечки в аппаратах, имеющих разделенные
потоки воздуха:
Да
вп(а)
•п Л0бщ ' рвп (2>
(10)
Увеличение общей перетечки воздуха в РВП
при использовании схемы 2 приводит к некоторому
увеличению расхода мощности на дутьевые
вентиляторы и дымососы, а также к увеличению потери
тепла с уходящими газами и, следовательно, к
некоторому перерасходу топлива.
Увеличение расхода мощности на тягодутьевых
машинах определяется из выражения
Здесь
А#т,д= 4^™А"П Л00, кет.
(11)
(12)
где ЛУт.д — дополнительный расход среды на
дымососах или вентиляторах за счет увеличения
перетечки в РВП, м3/ч; сот.д — доля газов или воздуха,
подаваемых основными и байпаоными
дымососами, а также основными и предвключенными
вентиляторами; /т.д—температура ореды перед
дымососами или вентилятор а м*и, °С.
С достаточной для практических целей
точностью можно лринять, что температура уходящих
газов и горячего воздуха при незначительном
увеличении общей перетечки в РВП остаются
(неизменными. Не трудно показать, что в этом случае
увеличение потери тепла с уходящими газами и,
соответственно, увеличение расхода условного топлива,
могут быть определены из следующих соотношений:
Ьд2 = -±-^Ъаш(\00~дА), %;
АВ=В
исх
Ьй\
а*
— Д</2 Фу.т
кг/ч,
(13)
П4)
-о «о
где *в, I — соответственно теплосодержания
теоретически необходимого количества воздуха при
температуре уходящих газов и холодного воздуха, ккал\кг\
^^* Фу.т — соответственно располагаемое тепло
натурального топлива и теплотворная способность
условного топлива, ккал/кг; В™ —расчетный расход
топлива при схеме 1 (исходный), кг/ч; т}исх —
коэффициент полезного действия котлоагрегата брутто при
схеме 1 (исходный), в/в.
Общая относительная перетечка в РВП в схеме 1 при
номинальной нагрузке котла и при отсутствии разделения
потоков воздуха (исходная)
Д<С=0,15.
»п
Общий относительный перенос воздуха, ДаЦп,
вращающимися роторами РВП при /?р==6,8я; 4 = 0,8 м, // = 2,6 м;
^р= 0,735 кг/м* и Ловш = Ю в соответствии с (5)
составляет 0,03.
К каждому корпусу котлоагрегата второго блока 800 Мет,
где применена схема 2, устанавливается по 5 РВП с
диаметром ротора 6,8 м.
Из четырех основных Ё>ВГ1 каждого корпуса котла Лва
имеют выделенный отсек первичного воздуха (п\). Периметры
уплотнений имеют следующие значения:
/7общ = 21,0 м\ Я^б1Д = 18,0 м% П\ = 7,0 м\ ПГи= 11,0 м\
Я1_п=3,0 м.
Аэродинамический расчет тяги и дутья дал следующие
значения средних перенадов статических давлений на
уплотнениях:
д/>и« = *Р\\ = 395 кГ/м2; Д/>[р = 670 кГ1м*\ Д/^% =
«= 265 кГ/м2.
С учетом приведенных выше данных, а также (4), (8) и
(9) значения перетечек воздуха из отсеков первичного и
вторичного воздуха в РВП, имеющих разделение потоков
воздуха, составят
АвРВП(2) =0,0303; АврВП(2) = 0,0377 и Ь*$ВЩ2)= 0,068.
Общая перетечка воздуха в воздухоподогревателях
АаВп(2) при применении схемы 2, как это следует из (10),
равна 0,158.
Таким образом, применение схемы 2 приводит к
увеличению относительной перетечки воздуха в РВП по сравнению
со схемой 1 на
баво=0,158—0,15=0,008.
Для определения экономии в расходе мощности на
подачу первичного воздуха при использовании схемы 2 на
основе теплового и аэродинамического расчетов при
номинальной нагрузке котла и при сжигании сушенки АШ, были
приняты следующие исходные данные:
В^х = 272.10« кг/ч; ^ = 6,9ла/лг; о, = 1,2; До, =0,05;
Р".п=1,15; А1 = 0,148; *Г..=384°С; /'. = 68°С;
ЧшЬ) = 70% ПшЬ) = 83%, 1).л(1) = -ПЭл(2) = ВДУ». ДЯп.р. =
= 275 кГ/м*.
Используя выражения (1), (6) и (7), находим
Лг = 0,52 и ДМ = 441 кет.
Дополнительные расходы мощности на основных и байпасных
дымососах, а также на основных и предвключенных дутьевых
вентиляторах, при увеличении общей перетечки в РВП на
бавпв0,008, определены с учетом (11) и (12), а также на
основе данных теплового и аэродинамических расчетов (см.
таблицу).
Суммарный дополнительный расход мощности на
указанных тягодутьевых машинах составит:
ДМт.д=33+4+18+8=63 кет.
С учетом снижения расхода мощности на вентиляторах
первичного воздуха общая экономия мощности на
собственные нужды при применении схемы 2 равна:
ЬЫ = АЛА, — Д#т.д = 441 — 63 = 378 кет.
Увеличение потери тепла с уходящими газами при <74 =
г=: 3%, (7Х = 126°С и (^-г 6 287 ккал/кГ (сушенка АШ) в со-
Параметры
Доля газов или
воздуха СЛг.д
Температура газов
или воздуха, /тд,
С°
Увеличение расхода
ДУТ.Я, м*/ч
К. п. д. дымососа
или вентилятора
Ъ.ш* %
К. п. д.
электродвигателей *»)эж. %
Перепад полных
напоров Д#п, кГ/м3
Дополнительный
расход мощности Д#,
кет
Наименование тягодутьевых
Основные
дымососы
0,83
118
17 900
72
90
432
33
БаАпасные
дымосогы
0,17
98
3 500
65
90
252
4
Олювные

вентиляторы
0,73
30
12 100
79
90
385
18
машин
Пред
включенные

вентиляторы
0,27
30
4 500
80
90
470
8
16
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

ответствии с (13) составит Л^--0,020%, а увеличение
расхода условного топлива при исходном к. и д. комоагрегата
брутто 91,56%, как следует иэ (14) равно 69 кг[ч.
Годовой экономический эффект применения схемы 2 с
учетом рекомендаций [Л. 4] может быть определен следующим
образом:
Э = г [(АКт.д + ДКрвп + АКяр) (Еи + П) + ДКвМ1Ен] +
+ ЬСТ руб/год, (15)
где 2=1^0203 — нормативный коэффициент запаса,
включающий запасы по расходу (РО и давлению (р2) на тягодутье-
вых машинах и мощности их электродвигателей (($3); АЯт.д,
д^рвп » ДЯвпр — изменение капитальных затрат на станции
соответственно в тяго-дутьевые машины, регенеративные
воздухоподогреватели и воздухопроводы, руб; Д/(зам — изменение
капитальных затрат в замещаемую мощность,
компенсирующую дополнительный расход электроэнергии на собственные
нужды в схеме 1, руб; ЛСТ — изменение ежегодных затрат на
топливо в связи со снижением расходов электроэнергии на
собственные нужды в схеме 2 и увеличением потери тепла
с уходящими газами, руб/год; Еи — нормативный
коэффициент эффективности, 1/год; П — отчисления на амортизацию и
текущий ремонт, 1/год;
ДКт.д = АЛЮ™; ДЯаам = *№„; д^т = (МЪ — 1В)- 10-3лст;
^т.д — удельные капитальные затраты на станции в тягодуть-
евые установки с электродвигателями, руб/кет; АСт—удельные
капитальные затраты на станции в замещаемую мощность,
руб/квт; п — срок использования оборудования, ч/год; Ь —
удельный расход условного топлива на выработанный кет • ч,
кг/(кет'Ч); ст — цена замещаемого условного топлива с
учетом транспортировки в район потребления, руб/т.
Для определения годовой эффективности применения
схемы 2 к котлоагрегату ТПП-200-1 приняты следующие
исходные данные:
р, = 1,05; ра = 1.1; Р. = 1,1; кт.ж = 10 руб'кет; кСТ —
= 133 руб/квт; п = 6000 ч/год; Ь =0,333 кг/(квт-ч), с* =
= 20 руб/т;Еи=0,\5;Л = 0,\\.
Некоторое увеличение стоимости РВП с разделенными
потоками воздуха при установке дополнительного уплотнения
компенсируется снижением затрат на воздухопроводы в связи
с упрощением компоновки.
Поэтому можно пренебречь суммарным изменением
капитальных затрат »(А^рвп + Д^впр)-
С учетом принятых исходных данных годовой
экономический эффект применения схемы 2 в рассматриваемом
случае составит:
1,05-1,1. 1,1(378- 10(0,15 + 0,11) +378 -133- 0,15] +
+ (378 • 0,333—69) • 10"3 • 6 000 • 20-17 900 руб/год.
ВЫВОДЫ
Применение более совершенной схемы
воздушного тракта с полным разделением воздушных
потоков при использовании регенеративных
воздухоподогревателей с установкой вентиляторов
первичного воздуха перед РВП, несмотря на некоторое
увеличение леретечек воздуха, приводит к
заметному экономическому эффекту.
Эффективность таких схем тем выше, чем
больше разница в аэродинамических сопрютивлениях
трактов первичного и вторичного воздуха; с
увеличением мощности котлоагрегата экономический
эффект также возрастает. Одновременно
повышается надежность вентиляторов первичного воздуха,
работающих на холодном воздухе.
ЛИТЕРАТУРА
1. И. Н. Гольденфарби др., Котельный агрегат с
раздельными газоходами, «Электрические станции», 1966, №. 6.
2. С. И. Зарайский и др., О применении схемы
конвективных поверхностей нагрева с раздельными газоходами
в мощных котлоагрегатах, «Теплоэнергетика», 1967, № 11.
3. С. И. Зарайский, Б. М. Шлейф ер, Анализ
работы воздухоподогревателей котла ТПП-200 блока 800 твт,
«Электрические станции», 1969, № 1.
4. Л. А. Рихтер, Тяга и дутье «а тепловых
электростанциях, Госэнергоиздат, 1962.
5. Нормы расчета и проектирования лылеприготовитель-
ных установок, Госэнергоиздат, 1958.
6. Т. Н. НатШоп, Р. Н. V а и в Ь а п, «Рошег Еп^е-
пееНпв», 1966, V. 70, № 12.
7. Л. А. Костров и др., Промышленные испытания
уплотнений регенеративного воздухоподогревателя ЗиО,
«Электрические станции», 1966, № 12.
8. Аэродинамический расчет котельных установок,
Нормативный метод, Госэнергоиздат, 1964.
УДК 621.311.22:621.926.4.001.24
Расчет молотковых мельниц1
Экспериментальный и эксплуатационный
материал по молотковым мельницам, накопленный
в отечественной практике, позволяет выразить
зависимость между потребляемой мощностью и
производительностью, как (показано на рис. 1. При этом
предполагается постоянство количества среды,
провеивающей мельницу.
Из этого графика следует, что п-ри изменении
загрузки мельницы от 0 до Яхх, потребляемая ею
мощность не превышает мощности холостого хода.
По мере увеличения загрузки сверх Вх.х,
потребляемая мощность становится выше Мх.х и прирост
мощности пропорционален приросту
(производительности мельницы. Линейная зависимость между N
и В сохраняется до некоторой точки,
соответствующей производительности В0. После превышения
этой загрузки .прирост мощности происходит более
интенсивно, чем прирост производительности и при
некотором превышении В над В0 спокойная работа
Инж. Ю. П. ДЖИГУРДА
Московское отделами* ЦКТИ
мельницы нарушается и, как -принято говорить
в этом случае, мельница идет на завал.
Эта зависимость между N и В может быть
объяснена следующим образом. При вращении ротора
воздух, заполняющий корпус мельницы, приобретая
вращательное движение и под -воздействием
центробежных сил стремится переместиться от центра
ротора к периферии. Приобретая скорость, равную
окружной скорости бил, воздух покидает их и
движется по инерции
1 В порядке обсуждения. Ред.
дальше в
тангенциальном
направлении. Таким образом,
вращающийся
ротор создает вокруг
себя потоки воздуха
с большими
скоростями, которые
вступают в
соприкосновение с
топливом в месте
подвода его в корпус
мельницы.
к$т1н
Вя т/ч
Рис. 1. Характеристика
молотковой мельницы.
Май, 1970
17
2 Электрические станции ЛГ« 5.

Под действием этих воздушных потоков
направление движения топлива в корпусе мельницы
изменяется. При малых количествах поступающего
в мельницу топлива это отклонение столь
значительно, что непосредственной встречи топлива с
билами не происходит. Увеличив свою скорость за
счет энергии воздушных потоков, топливо на своем
пути встречает броню корпуса, ударяется о нее и
под действием тангенциальной составляющей
скорости движется дальше, прижимаясь к броне
корпуса центробежными силами. Скорость топлива при
этом постоянно поддерживается энергией
воздушных потоков, срывающихюя с бил и благодаря
этому выносится из мельницы в сепаратор без
непосредственного соприкосновения с билами ротора.
Поэтому на этом участке кривой потребляемая
мельницей мощность не превышает мощности
холостого хода.
Тонкие, готовые фракции получаются за счет
измельчения топлива при ударе о броню и
истирания частиц при движении в мельнице после удара,
а также за очет присутствия мелких фракций
в исходном топливе.
По мере увеличения загрузки мельницы.
топливом отклонение его потока за счет энергии воздуха
уменьшается и наступает момент, когда часть
топлива попадает под удар бил, и ротор начинает
тратить энергию на сообщение топливу скорости.
С этого момента потребляемая мельницей доощ-
ность становится больше «мощности холостого хода
и ее прирост можно считать пропорциональным
приросту загрузки мельницы топливом. При
загрузке мельницы, равной В0, поток топлива перестает
отклоняться воздухом от своего первоначального
направления и все его количество попадает под
удар бил. В этой точке кривой измельчение всего
топлива, поступающего в мельницу, происходит за
счет удара бил, удара о броню и от истирания
частиц при движении по корпусу после удара о броню.
На отрезке кривой Втт—В0 топливо постепенно
входит в непосредственное соприкосновение с
билами ротора и его вынос из корпуса
обеспечивается за счет энергии ротора и воздушных потоков.
Так как энергия, воспринимаемая топливом от
ротора, постоянна, а энергия, получаемая от воздуха,
зависит от его количества, из этого возникает
зависимость производительности мельницы от
расхода вентилирующего воздуха. Поэтому точка В0
характеризуется толщиной слоя топлива,
движущегося по корпусу после удара о броню, равного
радиальному зазору при определенном расходе
вентилирующего воздуха, обеспечивающего вынос
топлива из мельницы в сепаратор.
Движение топлива тонким кипящим слоем
в корпусе мельницы после удара о броню было
зафиксировано на стендовой мельнице МО ЦКТИ
с помощью стробоскопа (авторы работы М. А. Бру-
син, А. И. Никитин и Э. А. Циркин) и
подтверждено в работе ВТИ с инерционным сепаратором
(автор работы Н. В. Челищев).
Точка В0 получила наименование
«оптимальной», так как производительность, соответствующая
ей, достигается при минимальном расходе
электроэнергии на размол. При загрузке мельницы,
превышающей В0 и постоянном расходе вентилирующего
воздуха, вынос топлива из корпуса уже не
обеспечивается. Топливо начинает скапливаться в нижней
18 —
части корпуса и била -вторично вступают в
соприкосновение с ним, работая таким образом на
некотором участке пути как лопата. При этом возникает
дополнительное сопротивление движению от сил
трения под воздействием центробежных сил
передвигаемого топлива. Сумма этих составляющих
энергии и является причиной более интенсивного
прироста расходуемой мощности по отношению
к приросту производительности.
Увеличение расхода вентилирующего воздуха
повышает скорость топлива, движущегося в
мельнице после удара, вследствие чего оптимальная
производительность увеличивается, и точка Вп
перемещается вправо на графике рис. 1.
Количество вентилирующего воздуха ограничивается,
с одной стороны, суммарным сопротивлением
мельницы и сепаратора и необходимым количеством
первичного воздуха, с другой.
Предел производительности устанавливается
продолжительностью кампании бил вследствие их
износа. Удар бил по топливу следует
рассматривать как неупругий, при котором исключается
явление отскока частиц топлива от била, так как сила
удара превышает внутренние силы сцепления
материалов. Это вытекает из того, что окружные
скорости бил значительно выше значения разрушающей
скорости при ударе даже для такого твердого
топлива как АШ (27 м/сек). Вследствие неупругости
удара ротор и топливо после удара движутся
некоторое время совместно, причем топливо помимо
вращательного движения перемещается еще и в
радиальном направлении под действием
центробежных сил. Перемещение топлива в радиальном
направлении сопровождается прижатием его к билу
силой от лобового сопротивления, вследствие чего
и происходит износ бил.
Интенсивный износ бил в радиальном
направлении происходит вследствие нарастающего
количества топлива, соприкасающегося с билами, при
его движении в радиальном направлении по билу.
Исходя из этого, кампания бил при работе на
участке кривой О—Вхх (рис. 1) теоретически должна
быть бесконечной. На участке кривой Вхх—В0износ
бил будет увеличиваться по мере увеличения
количества топлива, получающего удар бил, а на
участке кривой, лежащей правее точки В0 износ бил
будет возрастать еще в большей степени при
увеличении перегрузки.
Исходя из изложенного, эксплуатация
-молотковых мельниц должна определяться режимом,
соответствующим точке В0, обеспечивающим
минимальный удельный расход электроэнергии на размол и
приемлемую продолжительность кампании бил
ротора.
Рассматривая процесс раз-мола топлива в
молотковых мельницах под таким углом зрения,
можно определить ее производительность на основании
нижеследующего:
время между встречей топлива с двумя,
последовательно расположенными билами одного ряда,
как известно, выражается зависимостью
/ = 60/тл,
где т — количество бил в ряду; л —число
оборотов ротора.
, ЭЛЕКТРИЧРХКИЕ СТАНЦИИ

Отсюда количество топлива, приходйщеося на одно
било или на одну встречу топлива с билом
С — ^1000 ,тпг _1Д 7 $В
где г —число рядов бил; 2; —кратность
циркуляции топлива; В — производительность
мельницы, т/н.
В связи с тем, что ширина била а не постоянна
для мельниц разных типоразмеров, целесообразно
нагрузку на било определять на единицу его
ширины, т. е.
С70= 16,7 —^—. (1)
Решая эту зависимость относительно В, получим
выражение для определения -производительности
мельницы
тпга
В^О.Об^р.О.т/ч.
(2)
Кратность циркуляции топлива в мельнице
определяется зависимостью
С= 48,7-Ю3
100
1п т^- Яяр
КпоПгП^^щ) (Я+Д)0'5
. (3)
где А — радиальный зазор, м; Я— радиус ротора
по наружной кромке била м\ я0 — угол охвата
корпусом мельницы ротора (за начало отсчета угла
охвата я° принимается граница наиболее
изнашиваемого участка брони корпуса со стороны подачи
угля, отстоящая от горизонтальной оси мельницы
на угол 20° вверх; для ,«открытых» корпусов угол
охвата я°=200°, у «закрытых» может достигать
290*); гю= -^о окружная скорость бил по
наружной грани м/сек.
Все остальные обозначения принимаются
согласно [Л. 1]. Зависимость между нагрузкой на
единицу ширины била и продолжительностью
кампании бил имеет следующий вид
Г _ 8160
0 о17,,.7,,
(4)
где а — коэффициент абразивности топлива; Т —
кампания бил, ч.
Эта зависимость получена на основании работы
М. А. Наджарова (МО ЦКТИ), в 1949 г.
установившего связь между количеством бил и их
износом, и обработки большого опытного материала
последующих испытаний (молотковых мельниц.
Ниже приводятся коэффициенты абразивности
некоторых топлив.
Месторождение
Подмосковное
Челябинское
Назаровское
Экибастузское
Эстонское (сланцы)
Болгарские лигниты
Коэффициент
абразивности в
1,0
0,16
0,178
0,29
1,0
0,16
Для расчетов можно рекомендовать как
среднюю величину для каменных углей а=0,3 и для
бурых углей а=0,18, оставив для подмосковного
угля а =1,0.
Май, 1970
2*
При обработке опытного материала была
установлена зависимость между оптимальной
производительностью мельницы и расходом
вентилирующего воздуха:
В
°~ 200
<Э, т/ч,
(5)
14,1Яо>:-гКМ
где ц —- коэффициент, учитывающий _тип мельницы
(для тангенциальных мельниц ц=1, для
аксиальных мельниц ц=0,65); ув—- плотность воздуха на
выходе из мельницы.
Эта зависимость свидетельствует о
преимуществе закрытых корпусов и аксиального лодвода
воздуха, так как при этом необходимая
оптимальная производительность мельницы достигается при
•меньшем расходе вентилирующего воздуха.
Следовательно, можно сделать вывод о рациональности
применения тангенциальных мельниц с открытыми
корпусами для размола бурых углей и аксиальных
мельниц с закрытыми корпусами для размола
каменных углей.
В случае применения гравитационного
сепаратора \х=\ независимо от типа мельницы.
Мощность, расходуемая мельницей на размол
топлива, выражается суммой двух слагаемых
#=#х.х+#р, кет*
где Ых.х — мощность холостого хода, кет, АГР —
мощность, расходуемая ротором на удар и
сообщение топливу скорости, кет.
Мощность холостого хода слагается из
следующих составляющих
#жд= ^(#1 + ЛГ, + Л^ + ЛГ4), кет,
где Ы\ — мощность, расходуемая на преодоление
лобового сопротивления бил и билодержателей при
вращении ротора в воздушной среде; #2—
мощность, идущая на преодоление сопротивления от
трения вращающихся деталей ротора о воздух;
Ы3— мощность, расходуемая на преодоление
потерь в подшипниках; /У4 — мощность,
затрачиваемая на работу мельницы как вентилятора.
В развернутом виде мощность холостого хода
мельницы имеет «следующий .вид
200
(6)
ЛГл.х=Л/71ув — (Яф + С) + 0, кет;
Л = 0,65Ы0-вг/г3; Е\=аНК*К\
С= 0,01 -^ (/? — Н)А\ О = 0,508.10 - в(7^вл,
где Н — высота била, м; Ь — ширина билодержателя;
(?р — полная масса ротора, кг\ йъ — посадочный
диаметр внутренней обоймы роликоподшипника, м\ Ф =
1 42
= —ГввГ~ коэффициент лобового сопротивления,
полученный' на основании экспериментального
материала ЦКТИ, его значения приводятся ниже:
т
2
8
6
Ф
0,25
0,34
0,41
т
4
3
2
Ф
0,54
0,65
0,88
Значение величин Ау Еу С и В и коэффициента К
постоянны для жаждой мельницы, так как они
зависят от конструктивных параметров.
==================================== 19

Значение коэффициента К может быть найдено
и из нижеследующего выражения
* = *!+*!*■*!.
где
К — ! 1/ *■ + (*,-*)' ■ к —*' -
„ Я — &— гдис.
Аа= й »
Аз— # [/ 2~ •
а' — толщина билодержателя; /дис — радиус
диска ротора.
Мощность, расходуемая ротором на удар и
сообщение топливу скорости, определяется
зависимостью
V — °^
ю
Ь^1юПм(1 - сР-ст) • ^ш'
где 6Т— количество топлива, лриходящее в
соприкосновение с ротором в секунду.
Так как величина второго члена выражения
в скобках близка к единице, то вторьш (слагаемым
мощности можно пренебречь «и определять ее по
зависимости
^=57
ш<
О,
а»*
X
2-102.$.^. ~т~~~ 2.102.^9Л
3600
Исходя из этого, потребляемая «мельницей
мощность на размол в оптимальном (режиме (точка В0
на рис. 1) определяется выражением
#опт = #„+0,000151 -иу'СЯо, кет,. (7)
Для участка кривой Втл— В0 (см. рис. 1)
потребляемая мощность будет выражаться так:
#.ед = #x.1 + 0,(XЮ151^5Нед№у,^ кет
(8)
где В0—производительность мельницы
оптимальная, т. е. соответствующая данному расходу
вентилирующего воздуха; Втд> — производительность
мельницы меньше оптимальной при данной
вентиляции.
При работе мельницы на участке кривой В0—Вп
(ом. рис. 1), т. е. при режиме перегрузки из-за
нехватки вентилирующего воздуха, расходуемого
ДО
гм
Та
>х
Гг
у
;
* 25 35 ♦* 55 $5 75 95
Рис. 2. График для
определения угла р.
Нрасч
уьр
9%№&^
У о
^
• ~
У\ у
о о у
•
^оп
600
ш
400
300
гоо
100
100 гОО 300 Ш 500 600 кбт
Рис. 3. Графики мощности, расходуемой молотковой
мельницей на размол.
кбт • ч/т
го
19
18
17
16
15
14
13
3
- -
ч
^^ЗЛ^
'
N..
_!^4^
%^
т^т
2^
ч^
1
^
\
>
~*
*^ "
1
1
\>
~^—-
г
-3
^\
6 7 Ь В 10 11 12 13 14 15 16 17 т/ч
кбт ч/т
7 б 8 ' Ю 12 14 16 18 10 22 2** 26 28 30 32 т/\
б)
Рис. 4. Графики зависимости удельного расхода
электроэнергии на размол от производительности мельницы.
а — аксиальная мельница; б— тангенциальная мельница.
мельницей, мощность определяется такой
зависимостью
#пер = #„ + 0,000151 .иК (В0 + 2ДВ) +
+ 0,186- 10-ЧЛАв(1- В°
В
пер
>
кет, (9)
где ЛВ = ВПер--В0 —перегрузка мельницы сверх
оптимальной (производительности при данном
расходе вентилирующего воздуха; Впер —
производительность мельницы при 'недостаточном количестве
вентилирующего воздуха для этой нагрузки; р —
угол, определяющий длину шути, на котором било
работает как лопата.
20
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Величину угла р можно определить по -рис. 2,
зная количество топлива, приходящееся на било
при его -работе как лопата.
т-п-2 '
(10)
С помощью Д(/т подсчитывается вспомогательное вы-
ражение «г-Ч определяющее угол р°, где ут — плот-
ность топлива, т/м*.
На рис. 3 представлены сравнительные данные
расходуемой мощности, полученные по опытам и
подсчитанные по приведенным выше формулам.
В испытаниях -каждого опыта' данной мельницы
определялась кратность циркуляции то формуле
(3), затем по формуле (5) подсчитывалась
оптимальная производительность мельницы,
соответствующая принятому в опыте расходу
вентилирующего воздуха.
Исходя из полученного значения В0у
устанавливался режим опыта, в зависимости от которого
определялась мощность Ыр сто одной из формул
(7)-(9).
Суммированием УУР с мощностью холостого хода
Л^х.х по формуле (6) определялась мощность,
расходуемая мельницей на размол.
Рис. 3 охватывает данные испытаний мельниц
аксиального и тангенциального типа с роторами
диаметром 1300; 1500; 1660 и 2 000 мм,
оснащенных шахтными, центробежными и инерционными
сепараторами. Испытания проводились на
различных окружных скоростях при размоле
подмосковного, экибастузского, лисичанского и львовско-во-
лынского углей. Как видно из рис. 3, сходимость
расчетных и опытных данных лежит в «пределах
15%, за исключением пяти точек явно завалочного
характера, относящихся к мельнице 2 000/2 600/500
при размоле лисичанского угля. Данные по этой
мелышце отмечены на рисунке черными точками.
Рис. 4 дает представление о сходимости
опытных и расчетных данных по аксиальной и
тангенциальной мельницам при размоле экибастузского
угля.
ВЫВОД
Предлагаемая методика расчета, отображая
процесс измельчения угля в молотковых мельницах,
позволяет с вполне удовлетворительной точностью
определять основные показатели работы мельник
при размоле бурых и каменных углей.
УДК 621.311.22.002.51-574.001.42
Особенности пуска моноблока 300 Мет
после реконструкции пусковой схемы
Инженеры В. И. БРАТКОВ, Г. Г. ЗАРОЧЕНЦЕВ, Р. М. ОСТРОВЕЦКИЙ,
Ф. И. ПИЛЛЕР, Ф. М. РОБАШЕВСКИЙ, И. А. ТИШЕНИНОВ
Блок мощностью 300 Мет («котел типа ТПП-110
ТКЗ и турбина К-300-240 ХТГЗ) был .введен в
эксплуатацию с пусковой схемой, оборудованной
выносными растопочными сепараторами. Эта схема,
как показали исследования ОРГРЭС на
Приднепровской и Новочеркасской ГРЭС, существенно
ограничивает маневренные характеристики блока.
Растопки котла на «горячие» паропроводы были
длительными и сложными. Определенную трудность
представляло осуществление режимов пуска
турбины из горячего состояния.
Эти трудности послужили основанием для
реконструкции 'пусковой схемы (рис. 1). На первом
корпусе котла перед встроенными задвижками ВЗ
потоков А и Б были установлены встроенные
в тракт котла растопочные «сепараторы (ВС-1 и
ВС-2), рассчитанные на работу при номинальном
давлении среды. Существовавший выносной
сепаратор С-1 предусматривалось использовать в
качестве расширителя, в который направлялся дренаж
из ВС-1 и ВС-2. Для регулирования температуры
свежего ттара при работе пароперегревателя на
пониженном давлении перед ширмами «второй
ступени был выполнен впрыск питательной воды по
схеме с регулируемым давлением.
Пусковые впрыски в главные паропроводы не
были выполнены, так как модернизация пусковой
схемы в основном преследовала цель обеспечения
пусков из неостывшего состояния. При этом учиты-
Донецкое отделение ОРГРЭС — Новочеркасск» ГРЭС
валось, что пусковая схема имеет все необходимые
элементы для проведения надежных пусков из
холодного состояния на прямоточном режиме, где
пусковые впрыски не требуются. Кроме того, вместо
БРОУ-1 были 'смонтированы четыре параллельные
перемычки с запорной и регулирующей арматурой
из трубопроводов свежего пара в «холодные» нитки
промперегрева, а клапаны БРОУ-2 были заменены
задвижками с электроприводом. Эта замена была
вызвана неработоспособностью системы
управления БРОУ и неплотностью дросселирующих
клапанов. Одновременно с этим дли использования тепла
растопочного пара при предпусковом прогреве
трубопроводов промперегрева была выполнена
перемычка из коллектора выл ар а выносных
сепараторов в «холодные» нитки с установкой на ней
обратного клапана и запорной арматуры.
После проведенной реконструкции пусковая
схема позволяет осуществлять режимы пуска блока
как при номинальном, так и при скользящем
давлении пара перед турбиной. После окончания
реконструкции было проведено специальное
исследование пусковых режимов блока. Особое внимание
при этом было уделено отработке режимов пуска
на скользящих параметрах пара, так как
возможность их реализации существенно повышает
эксплуатационную маневренность блока.
Для контроля за работой блока во время
исследований была разработана и смонтирована в до-
Май, 1970
21

о ■ <
А
?^«
.-т__
б конденсатор
пз кппг хппг хппг хппг
К ) К )
СхН
'$-*----■}—^
В деаэратор В конденсатор
Рис. 1. Пусковая схема блока.
ДК— дроссельный клапан; ВЗ — встроенная в тракт котла залвижка:
РЗ — разделительная задвижка: ВС — встроенный в тракт котла
сепаратор; С — выносной сепаратор; ГПЗ — главная паровая задвижка;
БКГГ— блок клапанов парораспределения: ППГ — задвижка на сгоря-
чих» нитках промперегрева; Д-1—Д-2 — клапаны.
лолнение «к штатной схема измерения температуры
металла «перепревательных поверхностей нагрева
котла, его камер, «паропроводов и цилиндров
турбины. При этом объем дополнительных намерений
был минимальным, так как ко времени проведения
исследований узлы блока, требующие
дополнительного контроля, >в основном уже были выявлены. По
этой причине часть трудно осуществимых прямых
измерений была заменена косвенными:
температурное состояние металла ширм в зоне обогрева
оценивалось по температуре газов шеред ними, а
разность тем/ператур по ширине фланца турбины-—
как разность между глубинным измерением по
верху цилиндра *и температурой поверхности фланца
в этом же сечении. Температуры металла
регистрировались 24-точечными электронными
•потенциометрами типа ЭПП-09 класса 0,5 с циклом записи 2 мин.
В основу методики /пусков котла был положен
рекомендованный ВТИ и ОРГРЭС режим
растопки с отсеченным вначале пароперегревателем, что
позволяло унифицировать технологию пусковых
режимов из холодного и неостывшего состояний.
Пароподогреватель подключался после достижения
температуры среды перед ВЗ 250°С путем
плавного открытия РЗ и регулирующих клапанов Д-4
встроенных сепараторов.
Начальное тепловыделение в топке
устанавливалось на уровне 15—20% номинального. После
подключения (пароперегревателя постепенно
прикрывались клапаны Д-1 «а сбросе воды из
встроенных сепараторов и тепловая нагрузка корпуса
корректировалась с учетом получения требуемых
параметров пара. Температура свежего пара
регулировалась с помощью впрыска перед ширмами второй
ступени и уровнем тепловой нагрузки корпуса.
Предпусковой прогрев системы промперегрева и
перепускных труб ЦВД осуществлялся паром из
выносного сепаратора С-1 или из трубопроводов
свежего пара через систему перемычек на
«холодные» (нитки. По окончании прогрева система
промперегрева обеспаривалась.
Пуски турбины проводились как
регулирующими клапанами, так и байпасами ГПЗ при полностью
открытых регулирующих клапанах. В процессе
разворота турбины осуществлялась однократная
подгрузка котла. При достижении температуры
среды за ВРЧ 390—400° С котел переводился на
работу по прямоточному режиму с
дросселированием давления в тракте котла на шиберах Д-3.
Повышение давления до номинального значения
производилось при 30%-ной нагрузке .корпуса
котла и 15%-ной нагрузке турбины. Растопка второго
корпуса начиналась после того, как отключался
сброс по воде из выносного растопочного
сепаратора С-!. Подключение корпусов осуществлялось
при номинальном давлении в паропроводах
острого пара.
По такой методике проводились пуски котла
из холодного и неостывшего состояний. Растопки
после простоев до 30 мин велись на прямоточном
режиме. В дополнение к общепринятым критериям
надежности, определяющим скорость подъема
температуры и нагрузки* для нескольких пусков было
добавлено условие сохранения на последних
ступенях турбины расчетной влажности на всех этапах
нагружения блока.
Одним из основных вопросов, изучаемых в
процессе проводимых исследований, было выявление
0 Ю 20 У) 40 40 60 Умин
Рис. 2. Характеристики пуска турбины из «холодного»
состояния на скользящих параметрах.
р0 — давление первичного пара перед ГПЗ: /»—температура первичного
пара перед ГПЗ\ л—обороты турбины; &рвд—отно:ителъное положение
ротора высокого давления( <ЦВД_температура металла внутреннего
ЦВД.
22
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

возможности пуска турбины из любого
температурного состояния на скользящих параметрах. Было
определено, что пуски турбины из холодного и
близкого к нему состояния, когда температура
металла паровпуска ЦВД не превышает 300—
320° С, предпочтительней проводить с полным
давлением пара перед /773. Объясняется это
трудностью удержания на достаточно низком уровне
необходимой температуры первичного пара в
режимах разворота блока на скользящих параметрах.
Это приводит к недопустимому относительному
расширению ротора высокого давления при
развороте турбины.
В одном из таких пусков (рис. 2) исходное
тепловое состояние перед толчком турбины
характеризовалось температурой ЦВД в районе
паровпуска на уровне 160° С. Заданием на пуск
предусматривалось получение температуры первичного пара
перед толчком турбины на минимально возможном
устойчивом уровне. Стабилизация этой
температуры была достигнута лишь на уровне 370—380° С
при давлении перед /773, равном 35—37 кГ/см2.
Это привело к быстрому росту относительного
расширения РВД, которое к л=2100 об!мин достигло
+ 4,5 мм и сохранило тенденцию к дальнейшему
увеличению. Турбину пришлось остановить и
пустить снова при полном давлении пара перед /773.
Следует отметить, что в случае пуска турбины
на полном давлении необходимая для толчка
температура пара перед ГПЗ выбирается в
зависимости от температуры металла ЦВД с учетом
эффекта дросселирования на байпасах ГПЗ. Так,
при температуре металла паровпуска ЦВД на
уровне 320° С температура пара перед ГПЗ,
необходимая для толчка, должна составлять 500° С. При
меньших исходных температурах металла турбины,
для толчка требуется меньшая температура пара
перед ГПЗ.
Практически минимальная устойчивая
температура первичного пара может быть обеспечена на
данном котле при существующем
пароперегревателе и системе впрысков (рис. 3) на уровне 380—
400° С при давлении 35 кГ/см2 и 400—420° С при
давлении 40—50 кГ/см2. Это положение
объясняется особенностью конструкции котла ТПП-110, в
котором весь первичный пароперегреватель
расположен в первом корпусе. При прикрытии клапанов
Д-1 до 40—45% по указателю положения
давление пара в паропроводе свежего пара
устанавливается на уровне 30 кГ/см2, температура пара за
конвективной ступенью принимает значение
температуры насыщения (220°С). Прирост температуры
среды в ширмах первой ступени составляет 50—
70° С.
Однако небольшое прикрытие клапана Д-1 (на
2—3%) приводит к снижению температуры пара
до температуры насыщения. В этих условиях
вводить в работу впрыск перед ширмами второй
ступени не имеет смысла. Прирост температур
в Ширмах второй ступени при этом составляет
100—120° С и, таким образом, минимально
достижимая температура свежего пара за котлом перед
толчком турбины составляет 380—400° С. Прогрев
металла входных камер конвективной ступени и
Ширм первой ступени при подключении
пароперегревателя происходит плавно и медленно, так как
рост температуры среды определяется в основном
Май, 1*70 ,.
^ \ ^ ' \ ' ' ' ' ' ' * ' ' ■ ' ■ ' • ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' '
1°°10 40 Iой10 40 4м Ю 40 }" 20 40 Ь°°10 40 70010 40 б°°мцн
I II I I I I I I I
/ МО Б? 0 0 Шй 1
Рис. 3. График» прироста температур по тракту
пароперегревателя.
/ — давление пара в импульсной перемычке; 2 — температура пара за
КПП СКД, нитка А; 3 — температура пара за III впрыском, нитка А;
4 — температура пара до III впрыска, нитка А; 5 —температура
свежего пара за котлом, нитка А.
/ — по ниткам. В и Г введен растопочный впрыск; // — закрыт
растопочный впрыск из-за пропусков арматуры; ///—начало подключения
Р0У-1; IV — клапаны РОУ-! открыты на 100%; V — толчок роторов
турбины; VI — генератор включен в сеть: VII — по всем ниткам введен
растопочный впрыск; VIII — закрыт клапан Д-2; IX — закрыты РЗ-1.2
до встроенных сепараторов; X — в работу г веден впрыск II.
ростом давления, а этот процесс происходит
медленно. Прогрев металла . паропроводов свежего
пара и входных камер ширм второй ступени
происходит удовлетворительно со средней скоростью
2—3° С/мин, что вполне допустимо.
Полученный экспериментальный материал
показал, что без специального пускового впрыска
непосредственно в паропроводы свежего пара на
данном котле невозможно получение требуемой
температуры и вследствие этого пуск турбины из
холодного состояния на скользящих параметрах пара
становится невозможным. Учитывая сложность
сооружения пускового впрыска на смонтированном
котле и малое количество пусков из холодного
состояния, на данном блоке целесообразно
проводить такие пуски при полном давлении пара перед
ГПЗ. Вместе с тем, прогрев паропроводов свежего
пара, БКП, перепускных труб ЦВД и паропроводов
промперегрева целесообразно проводить до
толчка турбины на скользящем давлении пара.
Опыты показали, что пуски турбины на
сепараторном режиме, имеющей в исходном состоянии
температуру металла ЦВД выше 320° С, проходят
достаточно надежно. Вместе с тем, необходимо
отметить, что диапазон нагрузок блока, в котором
давление свежего пара меняется от минимального
до полного, на исследуемом блоке весьма
ограничен, так как второй корпус подключается на полном
давлении (в диапазоне 45—80 Мет).
Толчок турбины, набор оборотов и
первоначальное нагружение в зависимости от исходного
теплового состояния турбины могут осуществляться по
одному из двух способов. Из холодного состояния
турбину предпочтительнее пускать байпасами ГПЗ
при полностью открытых регулирующих клапанах,
что обеспечивает равномерный и плавный прогрев
БКП, перепускных труб ЦВД и паровпуска
турбины. Этот метод оправдывает себя при
температурах паровпуска ЦВД до 340—350° С. В случае
же пуска регулирующими клапанами наблюдаются
большие скорости прогрева части перепускных труб
в момент открытия соответствующих клапанов,
особенно после открытия клапанов № 3 и 4,
доходящие кратковременно до 20° С/мин.
23

1Ь300
-100
I от у
Рис. 4. Рекомендуемый график пуска блока из «холодного»
состояния.
/ — растопка корпуса I; // — растопка корпуса II; /// — начало
прогрева системы промперегрева; IV— переход на прямоток; V—
подключение корпусов.
Остальные обозначения те же, что на рис. 5.
Из «горячего» состояния-турбину проще пускать
регулирующими клапанами. В этом случае
перепускные трубы имеют достаточно высокий
температурный уровень, поэтому последовательно
групповое открытие клапанов сказывается на прогреве
труб незначительно, тем более, что разворот блока
в этом случае проходит быстро.
В процессе проводимых исследований был
разработан и опробован представленный на рис. 4
график пуска блока из «холодного» и близкого
к нему состояний. Пуск турбины из «горячего» и
неостывшего состояний проводится также с
использованием данного графика. При этом перед
толчком турбины температура свежего пара
выбирается на 50° С больше температуры металла
внутреннего корпуса ЦВД в зоне паровпуска, а
температура вторичного пара за котлом на 100—120° С
выше температуры металла паровпуска ЦСД. По
температуре вторичного пара из этого же графика
определяется величина допустимого давления пара
перед ЦСД, до которого турбину можно быстро
грузить со скоростью 5—10 Мвт!мин. После взятия
указанной нагрузки дальнейшее нагружение
турбины ведется в соответствии с графиком рис. 4.
Пуск турбины из любых температурных
состояний должен вестись так, чтобы избежать
превышения величины расчетной влажности на
последних ступенях, что ведет к интенсивному
эрозионному износу лопаток последней ступени. Контроль
за соблюдением графика нагружения турбины
необходимо вести по постоянному соответствию
давления в промперегреве — уровню температуры пара
перед ЦСД. Нарушение этого соответствия,
например, в случае контроля за ходом нагружения
только по величине нагрузки генератора, может
привести к повышенной влажности на последних
ступенях.
Скорость подъема температуры первичного и
вторичного пара определяется при пуске
возникающими разностями температур металла по
толщинам стенок и фланцев турбины из условия
сохранения их в допустимых пределах. Ниже более
подробно рассматривается один из проведенных
пусков (рис. 5). Исходное состояние элементов блока,
простоявшего 55 ч перед пуском
характеризовалось следующими температурами: выходные
камеры первичного пароперегревателя 80—100° С,
паропроводы свежего пара 170° С, цилиндр высокого
давления 330° С, цилиндр среднего давления 270° С,
блок клапанов парораспределения высокого
давления 180° С, блок клапанов парораспределения
среднего давления 230° С, перепускные трубы
высокого давления 100° С.
Котел был растоплен по сепараторному режиму
с отсеченным пароперегревателем для набора
параметров толчка перед турбиной.
При вцпаривании конденсата, накопившегося
в ширмах, паропроводы незначительно
расхолаживаются со скоростью 2—2,5° С/мин. Подключение
пароперегревателя начато при достижении
температуры за ВРЧ 280° С, причем скорость прогрева
толстостенных камер не превышает 5° С/мин.
Прогрев системы промперегрева и перепускных
труб ЦВД был начат насыщенным паром после
выхода выносного сепаратора С-1 на пар. Однако
этим способом удалось прогреть перепускные
трубы ЦВД лишь до 150—170° С, а нитки «горячего»
промперегрева — до 160° С. В дальнейшем прогрев
был интенсифицирован за счет открытия четырех
перемычек диаметром 50 мм из трубопроводов
свежего пара в «холодные» нитки промперегрева.
Сброс пара из системы промперегрева происходил
через задвижки ППС на конденсатор.
/ иш
Рис. 5. График пуска блока после 55 ч простоя.
/0—температура первичного пара перед ГПЗ\ 'пп — температура
вторичного пара за котлом: 'тр — температура металла перепускной
трубы: /цзд — температура металла внутреннего корпуса ЦВД: Д/бКП~"
разность температур по толщине стенки стопорного клапана ЦВД:
Д/ц^Д — разность температур по ширине фланца ЦСД в районе 1—2
шпильки; />0 — давление первичного пара; л—обороты роторов турбины; 7*' —
температура газов в поворотной камере первого корпуса котла;
8цдд — относительное положение ротора высокого давления 'при""
температура среды за ВРЧ первого корпуса котла; //—мощность
генератора; / — начат прогрев системы промперегрева первичным паром
котла; // — начало обеспаривания промперегрева; /// — толчок
турбины; IV — подключен второй корпус котла.
24
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

За время прогрева перепускных труб ЦВД
внутренний корпус ЦВД плавно остыл до 280° С.
Это нежелательное явление возникает всякий раз,
когда через относительно горячий цилиндр
приходится прогревать холодные перепускные трубы.
Главные паропроводы, узлы ГПЗ и БКП до
закрытых регулирующих клапанов включительно
прогревались первичным паром котла
одновременно с момента растопки корпуса I со средней
скоростью не более 2° С/мин.
Перед толчком турбины клапан Д-1 был
прикрыт до 35%'. При этом наблюдается перекос
температуры свежего пара по потокам А—Г, Б—В
до 30° С, что объясняется неравномерностью
распределения среды по потокам вследствие малого
расхода пара через перегреватель.
После получения устойчивой температуры
первичного пара перед БКП цилиндра высокого
давления на уровне 390° С, а вторичного пара за
котлом на уровне 290—300° С (перед БКП цилиндра
среднего давления соответственно 200° С) промпере-
грев был обеспарен, и все задвижки на
паропроводах к турбине были закрыты. Давление первичного
пара перед толчком турбины составляло 40 кГ/см2У
относительное расширение ротора высокого
давления минус 1,2 мм.
Предпусковой прогрев отдельных элементов
турбины происходил нормально с допустимыми
скоростями. При наборе оборотов из-за непрерывно
повышающейся температуры первичного пара
наблюдался довольно быстрый рост температур металла
перепускных труб ЦВД и разностей температур по
толщине стенки стопорного клапана.
Следует отметить, что к моменту набора
2 300 об [мин на турбине клапаны РОУ-1 были уже
полностью закрыты, вследствие чего была начата
форсировка котла по тепловой нагрузке с
соответствующим ростом температуры первичного пара.
Разворот турбины сопровождался также
быстрым ростом относительного расширения ротора
высокого давления. Для предотвращения этого
температура первичного пара перед соплами
турбины была снижена за счет перехода при 40 Мет
в течение 70 мин на полное давление в главных
паропроводах и появления на пусковых органах
эффекта дросселирования по температуре. Таким
путем относительное положение ротора высокого
давления- было стабилизировано, а температура
металла перепускных труб и внутреннего корпуса
ЦВД несколько снижены. В дальнейшем
температурный режим ЦВД изменялся плавно.
Как и в*большинстве предыдущих пусков
наибольшие трудности при нагружении возникли на
ЦСД. Из-за превышения заданной скорости
подъема температуры вторичного пара разность
температур по ширине фланца ЦСД в зоне шпилек 1—2
быстро достигла предельно допустимого значения.
В то же время из прилагаемого графика видно, что
как только темп подъема температуры вторичного
пара снижался! до заданного уровня (30°С/ч),
указанная разность температур стабилизировалась.
В будущем, при использовании на пусках обогрева
фланцев и шпилек ЦСД снаружи вторичным паром
и включении в нормальную работу аварийных
впрысков, предполагается значительно улучшить
положение с разностями температур по ширине
фланцев ЦСД и тем самым снять самое
существенное ограничение, накладываемое на темп нагруже-
ния блока в настоящее время.
Проведенные опыты показали также, что нагру-
жение блока по давлению пара перед ЦСД в
зависимости от температуры вторичного пара
достигается довольно просто и безусловно способствует
повышению надежности пуска при сохранении
в расчетных пределах влажности на последних
ступенях турбины.
ВЫВОДЫ
1. Реконструкция пусковой схемы с установкой
встроенных сепараторов позволяет осуществлять
надежный пуск блока из любого теплового
состояния котла, паропроводов и турбины.
2. Растопки котла при пуске блока из любого
теплового состояния, кроме пуска из «горячего»
резерва, могут быть унифицированы и вестись на
сепараторном режиме с отключенным в начале пуска
пароперегревателем. При этом одновременно
осуществляется предпусковой прогрев паропроводов
и элементов турбины.
3. Разворот и первоначальное нагоужение
турбины при температуре ЦВД -выше 320° С
целесообразно осуществлять на скользящем давлении пара
перед ГПЗ. При более низких исходных
температурах ЦВД давление первичного пара повышается
до номинального значения пеоед толчком машины.
4. Режим нагружения блока рекомендуется
вести по предлагаемому графику (рис.4).
УДК 621.182.91:621.43.045.001.42
Результаты испытаний запально-защитных устройств
для розжига горелок мощных котлов
Инженеры В. Н. БОРОВСКАЯ, А. О. ЧЕРНОВ (ТКЗ), Н. В. КВАША (ЦКТИ),
В. И. МИЛЕЙКОВСКИЙ (ЛПИ), Э. Б. ПАЛЬМЕР (завод «Ильмарине»)
Розжиг горелки котельного агрегата большой
мощности — трудоемкая и ответственная операция,
усложняющаяся с увеличением числа горелок. Для
повышения надежности работы горелок при
растопке, ускорения их розжига и облегчения условий
труда обслуживающего персонала этот процесс
необходимо автоматизировать, тем более, что
ускорение процесса растопки и нагружения котла
приобретает особое значение в связи с
применением централизованного управления
энергетическими блоками с блочного щита.
Основные проблемы при автоматизации
растопки котла заключаются в создании надежного
запального устройства и в организации контроля на-
Май. 1970
25

Рис. 1. Установка запального устройства на горелке котла
ТП-100.
/ — запальник; 2 — труба (/=76 мм; 3 — канал мазутной форсунки;
4 — электромагнитный клапан; 5 — индукционная катушка.
личия факелов запальника и горелки. Ниже
приводятся результаты испытаний опытной партии
серийных запально-защитных устройств типа ЗЗУ-1
завода «Йльмарине» на мощных котлах большой
производительности Таганрогского котельного
завода.
Испытания проводились на Прибалтийской
ГРЭС (котел ТП-67, мазутные форсунки с
паровым распыливанием), Литовской ГРЭС (котел
ТГМ-94, газовые горелки), Ярославской ТЭЦ-3
(котел ТГМ-84, газомазутные горелки) и Змиевской
ГРЭС (котел ТП-100, мазутные форсунки
механического распыливания и газовые горелки).
Во всех испытаниях запальник устройства
располагался в специальной трубе, на фланце которой
крепился фотодатчик для контроля факела. Ось
фотодатчика направлялась таким образом, чтобы
в его поле зрения попадал факел запальника,
а после его отключения — факел основной горелки.
Эта специальная труба, как правило, располагалась
параллельно оси горелки и близко к ее центру.
На котле ТП-100 такие трубы также
устанавливались под углом к горизонтальной и вертикальной
плоскостям, проходящим через ось горелки, в
направлении пода топки в периферии амбразуры
(рис. 1). Подвод воздуха к этой трубе
обеспечивался за счет естественного подсоса, либо
организовывался специально.
Для определения влияния факелов других
горелок фотодатчики устанавливались на нескольких
горелках, наиболее характерных для данного котла.
При испытаниях на котлах устанавливался
растопочный воздушный режим, избыточное давление
газа перед запальниками составляло 0,4—0,6 кГ/см2,
расход — 2—4 м3/ч при нормальных условиях.
Отказов в воспламенении запальника и срывов
его пламени после воспламенения и розжига
основного факела не было. Газ основной горелки
зажигался от факела запальника при любом варианте
его установки.
Розжиг мазутной форсунки с паровым
распыливанием осуществлялся после ее продувки
открытием вручную мазутного и парового вентилей. При
резком полном открытии этих вентилей, что может
произойти при установке соленоидных клапанов,
мазут не воспламенялся даже при увеличенных
расходах газа на запальник (9,4 кг/ч).
Мазутная форсунка с механическим
распыливанием зажигалась надежно при расположении
запальника в трубе, установленной параллельно
каналу форсунки на небольшом расстоянии от нее.
Установка запальника в трубе, выходящей на
периферию амбразуры горелки, не позволяла
воспламенить мазутный факел.
При отключении запальников, сразу же после
воспламенения основного факела (на холодном
котле) наблюдались случаи погасания мазутных
форсунок. Это потребовало работы запальников
в течение всего растопочного периода.
Для контроля пламени основной горелки
использовались фотодатчики, которые присоединились
к управляющим приборам. Наличие или отсутствие
пламени горелки фиксировалось надежно. Однако
выявилось, что фотодатчик также хорошо реагирует
на факел противолежащей или нижерасположенной
горелки. На факелы соседних и расположенных по
диагонали горелок в растопочный период реакция
была незначительной, хотя при большом их
количестве прибор срабатывал. При расположении
фотодатчика на трубе, установленной по периферии
амбразуры горелки под углом к горизонтальной и
вертикальной плоскостям, проходящим через ось
горелки, и направленной в сторону пода топки, на
котле ТП-100 удалось надежно контролировать
факел основной горелки нижнего яруса независимо
от работы остальных горелок и собственного
запальника, помещенного параллельно каналу
мазутной форсунки.
При установке запальника в канале мазутной
форсунки либо в специальной трубе параллельно
оси горелки также было выявлено влияние факелов
других горелок на работу фотодатчика,
контролирующего факел запальника. Кроме того, ток в
цепи выходного реле управляющего прибора при
контроле факела запальника фотодатчиком
колебался и достигал значения, близкого к току
отпускания. Это объясняется колебаниями
направления факела запальника, вызванными воздушным
режимом горелки.
Для исключения этих, недостатков было
предложено применить другой способ* контроля факела,
основанный на использовании ионизационных
свойств пламени. На некотором расстоянии (10—
20 мм) от наконечника запальника в его пламя
был помещен специальный электрод
(ионизационный датчик), который подключался к
управляющему прибору, входящему в комплект ЗЗУ.
Испытания ионизационного датчика на лабораторном
стенде ТКЗ, а также на котельных агрегатах показали,
" ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ
26

что факел запальника контролировался
надежно независимо от режима работы
растапливаемой и других горелок.
Результаты испытаний запально-заЩит-
ных устройств типа ЗЗУ-1 в
промышленных условиях позволяют сделать
следующие выводы.
1. Для обеспечения устойчивого
горения запальника его следует располагать
внутри специального канала с потоком
воздуха, направленным параллельно его
оси (рис. 2). При работе котла под
наддувом необходим организованный подвод
воздуха. Скорость воздуха 0,5—12 м/сек.
Корень факела запальника должен нахо- 3
диться внутри канала на расстоянии 200— *
400 мм от выхода из него. Канал для
запальника размещается в горелке таким
образом, чтобы температура в зоне
нахождения горелочного наконечника не
превышала 600° С, и чтобы его факел после
выхода из канала достигал корня конуса
распыла мазутной форсунки или газовых
сопл горелки с учетом направления
воздушных потоков в ней. Расстояние от места выхода
из канала до указанных точек должно быть
минимальным и не превышать 400 мм. Для
мазутных форсунок этот канал целесообразно
располагать параллельно оси форсунки на расстоянии не
более 200 мм. При такой установке запальник
может быть использован для розжига газовых
горелок и мазутных форсунок механического распыли-
вания. Для розжига мазутных форсунок с паровым
распыливанием они должны оснащаться
клапанами с электроприводом с временем открытия не
менее 30 сек.
2. Использование ионизационных свойств
пламени путем установки дополнительного электрода
позволяет осуществить надежный контроль факела
запальника. При этом исключается вредное
влияние факелов своей и других горелок (в качестве
прибора контроля может быть использован
управляющий прибор из комплекта ЗЗУ-1).
3. На котлах с мазутными растопочными
форсунками факел запальника должен
контролироваться ионизационным датчиком, а факел мазутной
форсунки — фотодатчиком; в котлах со встречным
расположением горелок фотодатчик контроля
факела форсунок нижнего яруса помещается на
специальной трубе, направленной к поду топки и
установленной под углом к горизонтальной и
вертикальной плоскостям таким образом, чтобы через нее не
были видны факелы других горелок; для котлов
с односторонним расположением горелок
фотодатчик можно установить и по оси горелки, но так,
чтобы он не реагировал на факел запальника.
4. При растопке на газе запальник может
располагаться любым удобным способом в амбразуре
горелки (с учетом требований п. 1); контроль
пламени осуществляется также двумя датчиками:
ионизационным—для факела запальника,
фотодатчиком— для факела горелки.
5. Чтобы не допустить нагрева
фотосопротивления выше 40° С на горелках, где требуется
организованный подвод воздуха к трубе, на которой
установлен фотодатчик, для исключения его запыления
и для охлаждения трубы при отсутствии присоса
«ч
1
*Л'-'Л,<'Т' лм''
/7' а
™Л
ПШ
3
А А
Рис. 2. Рекомендуемая установка запальника с ионизационным
датчиком пламени.
/—запальник; 2 — фотодатчик-. .3 — фотосопротивление; 4 — фланец запальника.
5 — ионизационный датчик; б —крышка; 7 — фланец; 8 — труба бесшовная й—
«108X4,5 мм, 9— труба й-76 мм. 10 — болт М6Х25; // — болт МЮхЗО;
12, 13 — прокладки.
следует обеспечить подвод холодного воздуха, либо
устанавливать фотодатчик на специальном
патрубке. Фланцевое соединение фотодатчика с
патрубком при этом должно быть надежно уплотнено
через асбестовую прокладку.
6. Для растопки котлов негазифицированных
котельных газоснабжение запальников следует
осуществлять от баллонов с пропан-бутановой смесью.
При отсутствии специального испарителя
количество баллонов (емкостью 50 л) выбирается равным
количеству горелок одного яруса. Общее число
баллонов на котельную выбирается исходя из
максимального количества одновременно
растапливаемых котлов. Баллоны подключаются к общей
линии газоснабжения запальников через
индивидуальную запорную арматуру, тип и количество
редукторов в этой линии выбирается из расчета
расхода газа 3—5 м3!ч на запальник при
избыточном давлении за редукторами 0,4—1 кГ/см2.
Длительность непрерывной работы запальника
определяется условиями прогрева котла и достижением
устойчивого процесса горения в топке.
,.ГгХл,,,
4
0-
10
т:
®
да
7
П
14
0*
11
п
!_*®
13
Рис. 3. Структурная схема автоматизированного розжига
горелки.
/ — подготовительные операции; 2 — команды управления; 3— команда
«Включить»; 4— ионизационный датчик; 5 — прибор контроля факела
запальника; б — задержка, учитывающая интервал между командой и
воспламенением факела запальника; 7 — фотодатчик; 8—прибор
контроля факела горелки; 9 — задержка, учитывающая интервал между
командой и воспламенением факела горелки; 10— запальник; // —
механизмы горелки; 12 — команда «Отключить запальник»: 13 — команда
«Отключить горелку»; 14 — команда «Включить горелку».
Май, 1970
27

-2206
Рис. 4. Комплект ЗЗУ-4.
/ — прибор контроля факела горелки; 2 — фотодатчик; 3 — горелка; 4 —
соленоидный клапан; 5 — трансформатор зажигания; 6 — запальник;
7 —ионизационный датчик; 8 — прибор контроля факела запальника.
7. Для решения вопроса о контроле факела
горелок верхнего яруса от их взаимного
расположения требуются дальнейшие исследования.
В настоящее время для обеспечения
дистанционного розжига горелки верхнего яруса контроль
ее факела может быть выполнен следующим
образом. Фотодатчики на горелках всех ярусов
устанавливаются на специальных трубах, направленных
к поду топки. Если растопка начинается с нижнего
яруса, то осуществляется полный контроль за роз-
Инж. Ю. Г. ПОСЛЕДНИЧЕНКО
Разнородность шлаков тепловых электростанций
по крупности ле позволяет переносить
закономерности гидротранспорта шлака, полученные на моделях,
в натурные условия. Существующие методы
расчета гидротранспорта шлака, разработанные ВНИИГ
и МЭИ, позволяют определять только
сопротивление пульпопроводов и их диаметры [Л. 1, 2]. В
части оптимальных скоростей транспорта шлака
в промышленных условиях рекомендации ВНИИГ
и МЭИ недостаточно опробованы. Вместе с тем
экономика гидротранспорта в большей мере
определяется скоростью пульпы, от которой зависит
износ труб, расход электроэнергии на транспорт,
а также его надежность [Л. 3, 4].
Поэтому для определения оптимальных или
критических скоростей1 в эксплуатационных условиях
работы системы гидрозолоудаления были
проведены специальные испытания при транспортировании
на золоотвал сжидкого» шлака по пульпопроводу
Ду=350 мм. Схема испытательного стенда приведе-
1 Под оптимальной или критической скоростью
транспортирования понимается средняя скорость потока шлаковой
пульпы в пульпопроводе, ниже которой твердые частицы
шлака выпадают из потока и оседают на дно трубы.
жигом горелок этого яруса, ь этом случае на
верхних ярусах при розжиге контролируется только
факел запальника и положение запорных клапанов.
Опыт эксплуатации показывает, что при работе
горелок нижнего яруса и наличии факела
запальника топливо в горелках следующего яруса
воспламеняется практически безотказно (при нормальном
открытии -воздушного и топливного клапанов). Если
же растопка начинается с верхнего яруса, то его
система контроля работает аналогично системе
нижнего яруса; при последующем розжиге нижнего
яруса его система контроля также работает в
полном объеме.
На рис. 3 изображен порядок розжига
горелки. Продувка линии на запальники выполняется
одновременно с подготовительными операциями,
либо сочетается с включением первого запальника.
При включении (отключении) горелки
выполняются в требуемой очередности операции по
открытию (закрытию) воздушных и топливных
клапанов; если разжигается мазутная форсунка, то перед
включением и после отключения осуществляется
ее продувка.
На основании результатов проведенной работы
завод «Ильмарине» приступил к изготовлению за-
пально-защитных устройств типа ЗЗУ-4. В их
комплект входит запальник с соленоидным клапаном
и источником высокого напряжения с
ионизационным и фотодатчиками и два управляющих
прибора (рис. 4). Для повышения надежности работы
запально-защитных устройств в качестве источника
напряжения зажигания применен высоковольтный
трансформатор.
УДК 621.182.94:621.867.7.001.42
на на рис. 1. Стенд расположен в 800 м от багер-
ной насосной на прямом участке пульпопровода.
Длина опытного участка 180 м. Уклон
пульпопровода в сторону движения пульпы составляет 1,0%.
Обводной трубопровод 2 длиной 150 м позволяет
изменять скорость и консистенцию шлаковой пульпы
за счет отделения части воды из общего потока.
При этом эксплуатационный режим работы
системы гидрозолоудаления котлов остается неизменным.
Расход пульпы в основном пульпопроводе
измерялся сегментными диафрагмами и расходомером
маятникового типа, а .в обводном трубопроводе —
при помощи нормальной расходомерной шайбы.
Напоры за багерным насосом и сопротивление
мерного участка стенда измерялись манометрами.
Отложения шлака на мерном участке стенда
фиксировались с -помощью щупов. Пробы шлака для
определения фракционного состава и его плотности
брались в цехе и на сбросе пульпы из шлакопрово-
да в золоотвал. Во время испытаний шлаковая
/пульпа нагнеталась в шлакопровод багерным
насосом 10Б-7 с рабочим колесом диаметром 660 мм и
приводом от электродвигателя А113-52 (# = 500/свг,
л =980 об/мин).
Определение оптимальных скоростей
гидравлического транспорта шлака
28
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

250
150-
и*г
№3
ч
.взаппХШ ШШШПШ ПППШтсй
ШП'П1
300
200
100
-* ■ ■ и "Т1
шеа^тйЛ
г^ггтттТТГГТТГЩТТТО"
^ттттгтфТУШ
^тттгттггТТТТТТШТПТИ
^гттттттттгттттгПТТТТТ
.^гттгттттгггтггПТТТТПТ
гггггттт-ТТТТТТПТТГ
дпшшшппПШПП
ттттпттттттШТТПТТГ
иооо-
^ггпШШШШГШШП
Опыты проводились
при установившихся
режимах работы системы
гидрозолоудаления и ее
отдельных элементов (ба-
герных насосов,
скребковых транспортеров и
внутрицехового
гидротранспорта пульпы).
Расход твердого топлива в
котлах во время опытов
оставался практически
неизменным.
До начала основных,
испытаний стенд
некоторое время работал на
чистой воде с целью
проверки измерительных
приборов, тарировки рас-
ходомерных шайб и
обучения наблюдателей.
Всего было
проведено шесть серий опытов.
Результаты измерений
сведены в таблицу.
Первая серия опытов
проводилась при расходе
шлаковой пульпы 600 т/ч,
скорости
транспортирования 1,7 м/сек и общей
консистенции 1,85 % • В
опытах задавался режим,
при котором по
обводному трубопроводу из шла-
копровода отбиралось
около 300 т/ч воды. В
этом случае средняя
условная скорость на
опытном участке шлакопрово-
да составляла 0,85 м/сек.
Поскольку из опытного
участка шлакопровода
отбиралась только вода,
то общая консистенция
пульпы увеличилась до
3,7%. Вода отделялась
из двухфазной смеси за
счет разности плотностей шлака и воды (шлак, в
основном, транспортируется в нижней части трубы,
а вода отводилась из верхней части). Ниже
приводится гранулометрический состав шлака, который
свидетельствует о том, что пульпа была
неоднородной, в ней находилось до 20% довольно крупных
частиц размером от 10 мм и выше, которые при
снижении скорости пульпы мгновенно оседали на
дно трубы.
Фракции, мм Содержание. %
<2 8
<5 56
<10 16
<20 12
>20 8
В начале опыта, когда открывается задвижка на
обводном трубопроводе и начинается отбор части
воды, на опытном участке шлакопровода
происходит оседание шлака. Вначале слой осевшего
шлака незначителен, ' затем толщина его доходит до
л
XI
О Ю 1Ь ЗЬ Ч'< 56 75 05 Щ '25 /» 160 'Н м
Рис. 1. Схема стенда для определения критической скорости пульпы в пульпопроводе*
/ — шлампро.юд Д -*350 мм; 2 — обводной трубопровод Ду—350 .**; 3 — дифмаиометр; 4 — расходомер
маятникового типа; 5 —щуп; б—манометр; 7 — расходомерная шайба; 8 — задвижка.
АМ
#Ь
12000-
пшп
гоооо-
И
шпшшшпшп
гооао
Ы*7
#6
/09
шшшш
ШШПШЩШП]
йшшшп
ШПШ
шш
25000
и
-25000-*'
ЩУЛМНО
о
Т " ■ ! и
-25000-
ТПТГТт^
ТПТТГггг^
ТТТТТТТттгт
ППТТТТтт»
ШПШцая
1ТГШТГТТТГГТ»,
ТПТгтттгг»^
30000
16 \
*г
X
66 3
*■'
70
б*
$8
Ю9*
1009
гогг
гом
гон
гобя-
гвч
Рис. 2. Диаграмма отложения и перемещения шлака в пульпопроводе.
150 мм. Причем режим осаждения имеет
волнообразный характер. Шлак на опытном^участке как
бы движется волнами с пиками 100—150 мм.
Вторая и третья серии опытов проводились при
расходах шлаковой пульпы 600 т/ч со скоростями
транспортирования 1,7 м/сек и общей
консистенцией 1,85%. По обводному трубопроводу из
шлакопровода отбиралось около 300 т/ч воды. Средняя
условная скорость в опытном участке
шлакопровода составляла 0,85 м/сек, а консистенция пульпы
3,7%.
Характерно, что во всех трех сериях опытов
скорость роста слоя отложений была одинакова по
времени и достигла за 40 мин 130—170 мм.
Характер залегания был волнообразным, с длиной
волны 70—80 м (рис. 2). С увеличением
продолжительности опыта толщина слоя отложений росла и
достигала максимального значения 260 мм за 12—
18 ч при теизменном режиме, перекрывая 3/4
площади сечения шлакопровода. Причем отложения
Май, 1970
29

Результаты испытаний
Производительность
котла, т/ч
Расход топлива, т/ч
Зольность угляч %
Теплота сгорания угля,
ккал/кг
Выход шлака, т/ч
Плотность шлака т/м*
кажущаяся
истинная
Расход пульпы в шлако-
проводе, т/ч
Скорость пульпы в шла-
копроводе, м/сек
Расход пульпы, т/ч
в обводящем
трубопроводе
в опытном участке
Условная скорость
пульпы на опытном
участке, м/сек
Напор за багерным
насосом, м вод. ст.
Консистенция пульпы, %
на опытном участке
в шлакопроводе
Падение напора на
опытном участке, м вод. ст.
Серии опытов
1 2
1900
243
22,5
5 580
11,0
1,9
2,9
600
1,7
300
300
0,85
46
3,7
1,85
1.7
1905
243
22,5
5 574
11.1
1,9
2,9
600
1.7
300
300
0.85
46
3,7*
1,85
1,7
3
1900
243
22,5
5 580
11,0
1,9
2,9
600
1,7
300
300
0,85
46
3.7
1,85
1.7
4
1900
243
22.5
5 580
11,0
1,9
2,9
590
1,7
152
438
1,23
45
2,55
1.9
1,81
Г)
1650
212
20,0
5 986
8,7
. 1,9
2,9
630
1,8
150
480
1,4
48
1.8
1.4
1,95
_
в
1650
212
19,2
5 986
8,7
1,9
2,9
660
1,85
278
382
1,4
50
2,3
1,32
1.9
начинались от щупа 1 и кончались у щупа 10,
которые были вынесены на 15 и 20 ж за пределы
мерного участка. На всей этой длине шлак отложился
равномерно. Транспортируемый шлак двигался по
слою отложений на дне, не увеличивая при этом их
толщины.
Средние условные скорости пульпы в
шлакопроводе с отложениями составляли 1,35 м/сек,
сопротивление опытного участка возросло до 1,7 м вод. ст.
Это подтверждает мнение, что коэффициенты
трения шлака по чистой трубе и шлака по шлаковой
подушке существенно различны.
При закрытии задвижки на обводной трубе,
когда весь расход пульпы направлен по основному
Рис. 3. Диаграмма износа. пульпопровода по периметру
сечения.
/, 2—-соответственно после 77 и 167 суток работы.
Рис. 4. График
изменения толщины слоя
шлака в зависимости
от скорости пульпы.
1 гоо
3 ЮО
%
г~-0-|
° г4"
а 7 0,9 1.1 V 1.5
Скорость пульпы, ал/сек
V
Продольный поофил* пцльпопра&ада
Участии Ф-7
* "А
Участок 1
Участок ?.
пульпопроводу, шлак полностью размывается за
1,5—2,0 ч.
Пятая группа опытов проводилась при расходах
шлаковой пульпы 630 т/ч, скорости
транспортирования 1,8 м/сек, и общей консистенции 1,4%.
В обводной трубопровод отбиралось 150 т/ч воды.
Средняя условная скорость в опытном участке
составляла 1,4 м/сек, а консистенция 1,8%. В этой'
серии процесс отложения шлака был иным. За
1,5—2,0 ч откладывалось не более 100 мм, длина
волны составляла 50—60 м, что значительно
меньше, чем в опытах при средних скоростях до
1,4 м/сек. Следовательно, чем выше средняя
скорость пульпы, тем меньше шлака откладывается на
дне трубы.
Для определения износа трубы были
изготовлены и установлены опытные участки длиной 300 мм
в подъемной (участок 1) и опускной (участок 2)
частях шлакопровода. За 77 суток непрерывной
работы износ подъемной части шлакопровода
составил 1,6 мм при средней скорости шлаковой пульпы
2,0—2,2 м/сек, а в опускной части 2,4 мм при
средней скорости 2,5—2,6 м/сек. После наладки
системы ГЗУ за счет сокращения количества воды
средняя скорость пульпы в подъемной части
пульпопровода уменьшилась до 1,7—1,8 м/сек, и износ
нижней части (шлакопровода составил 0,5 мм за 80
суток непрерывной работы. Уменьшился износ и
опускной части пульпопровода, хотя и не в таких
пределах. Распределение.зон износа по сечению трубы
отражено на рис. 3.
Максимум износа, как и
следовало ожидать,
приходится на нижние точки
трубы. Следует отметить,
что выше точек 3 и 13
происходит коррозия
металлических стенок
трубопроводов.
Таким образом,
критическая скорость, потока
пульпы в щлакопроводе
Ду = 350 мм, ниже
которой шлак оседает на дно,
составляет 1,6— 1,65 м/сек.
Данная величина
критической скорости
приемлема для неоднородного
шлака с плотностью
2,9 т/м3 при консистенции
пульпы до ~4%. Уже
при скорости ниже
1,6 м/сек начинается
процесс оседания частичек
шлака (рис. 4).
Оседание шлака продолжает-
30
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

*
Пж
л
—
1,0
%
ь
с
сг 0,6 0,8 %0 Ц 1,к
Скорость пулш1,м/сек
Рис. 5. График изменения
потерь напора на опытном
участке от скорости пульпы.
1и—I—I—I—I—-п ся до тех пор, пока
фактическая скорость
пульпы,
увеличивающаяся за счет уменьшения
чистого сечения трубы,
не достигнет 1,7 м/сек.
После этого сепарация
шлака из потока пульпы
прекращается и толщина
слоя осевшего шлака не
увеличивается.
Транспорт шлака с
условной скоростью
1,7 м/сек происходит
достаточно устойчиво, без
существенных колебаний
потерь напора в
трубопроводе. Эта скорость, следовательно, является
минимально-допустимой для надежного напорного
гидротранспорта «жидкого» шлака при
консистенции пульпы ниже 4% по трубопроводам Ду = 350мм.
Потери напора в пульпопроводе резко
возрастают с увеличением скорости движения пульпы
(рис. 5). Поскольку расход энергии на перекачку
пульпы пропорционален произведению .потерь
напора на скорость, то его величина еще в большей
степени зависит от скорости, чем потери напора.
Отсюда очевидно, 'что наиболее экономичный
транспорт шлака возможен лри низких скоростях. Так,
например, снижение скорости с 2,2 до 1,8 м/сек
обеспечило в условиях ГРЭС экономию
электроэнергии на одном пульпроводе Ду = 350 мм
около 250 тыс. кет • ч/год.
Интенсивность износа нижней части
металлических труб при гидротранспорте «жидкого» шлака
подчиняется следующему закону:
^^аV3•5, мм/сутки,
где а — коэффициент пропорциональности,
зависящий от количества транспортируемого шлака, его
твердости, твердости металла пульпопровода и
т. д.; для жидкого шлака я = 0,00105. V — скорость
транспортируемой пульпы, м/сек.
Эта формула получена на основании
результатов испытаний но определению оптимальных
скоростей и износа в пульпопроводе Ду = 350 мм при
консистенции пульпы до 4% с неоднородным
фракционным составом шлака.
Учитывая, что снижение скорости пульпы ведет
к уменьшению износа труб и расхода
электроэнергии, гидротранспорт шлака целесообразно вести при
минимально допустимых, с точки зрения
надежности, скоростях пульпы. Эти скорости должны
считаться оптимальными. Для «жидкого» шлака при
№800 1200160020002*00280032003600
Расстояни$,л1
Рис. б. Пьезолинии пульпопроводов.
/ — фактическая, труба Ду~50О мм с перегородками (эквивалентный
диаметр живого сечения трубы 453 мм); 2 — расчетная, труба Ду —
-450 мм; 3 — расчетная, труба Д -300 мм.
консистенции пульпы до 4% оптимальная скорость
пульпы в трубе Ду = 350 мм составляет 1,7 м/сек.
Необходимо отметить, что при испытаниях не
представилось возможным по эксплуатационным
причинам проводить опыты при консистенциях
шлаковой пульпы больше 4%, при которых значения
оптимальных скоростей вероятно должны
увеличиться.
Опыты на экспериментальном стенде показали
нецелесообразность транспорта «жидкого» шлака
по слою отложений, осевших в пульпопроводе.
Шероховатость неподвижного слоя шлака приводит
к увеличению потерь напора по длине трубы почти
вдвое по сравнению с потерями напора при
транспорте шлака с теми же фактическими скоростями
по чистой трубе. Это полностью согласуется с
результатами опытов по гидротранспорту шлака
в трубе Ду = 500 мм с перегородками, которые при
любых скоростях пульпы сохраняют шлаковую
подушку для предотвращения износа труб. По
данным испытаний шлаковая подушка, создаваемая
перегородками, настолько повышает сопротивление
пульпопровода Ду = 500 мм (эквивалентный
диаметр 453 мм), что оно становится равным
сопротивлению трубы диаметром 300 мм (рнс. 6).
ЛИТЕРАТУРА
1. Г. М. Задворный, Е. 3. Н а г л и, «Метод расчета
напорного гидротранспорта золы и шлака», «Электрические
станции», 1961, № 8.
2. Л. К. Якимов, В. Е. Туманов, А. М. Князев,
«К расчету напорных золошлакопроводов электростанций»,
«Электрические станции», 1962, № 1.
3. А. П. Ю ф и н, «Движение наносов и гидравлический
транспорт», Госэнергоиздат, 1963.
4. А. Б. Парцевский, «Транспортирование твердых
материалов по стальным трубопроводам», изд-во «Недра»,
1966.

УДК 621.165.621.313.322-81:538.24
О намагничивании турбоагрегатов1
Инж. Е. Г. ОЛЕЙНИКОВ
Институт механики, г. Харьков
На выходной сигнал индукционных датчиков
контроля паровых турбин оказывает влияние ряд
возмущающих факторов (Л. 1]. Среди них
малоизученным является влияние электромагнитных полей,
возникающих в турбине.
На тепловых электростанциях, а также на
заводских испытательных стендах при
экспериментальном исследовании влияния возмущающих
факторов на индукционные системы контроля
перемещений, относительных расширений роторов и
осевого сдвига ротора, в обмотках, предварительно
обесточенных и размагниченных датчиков
наблюдались э. д. с. Природу этих э. д. с. можно
объяснить только намагничиванием турбоагрегата.
Из результатов различных исследований
известно, что паровые турбины периодически
намагничиваются. Индукция в отдельных частях турбины
достигает 0,6 тл. Наличие довольно сильных
магнитных полей приводит к нарушению нормальной
работы турбины. В проточной части турбины
скапливаются металлические частицы, заносимые паром
из котла и подводящих трубопроводов.
Намагничивание турбины и довольно значительные токи,
возникающие при наличии одновременных
двусторонних задеваний в турбине, вызывают оплавление
сегментов уплотнений, электролитические повреждения
подшипников в виде пористых образований,
повреждение валов масляных насосов, зубчатых
зацеплений и т. д. Эти же магнитные поля, по нашему
предположению, могут влиять на вибросостояние
всего валопровода турбоагрегата.
В отечественных паровых турбинах для
контроля перемещений применяются индукционные
дифференциально-трансформаторные датчики с
относительно большим числом витков как в обмотке
возбуждения, так и во вторичных обмотках.
Подвижным сердечником (якорем) является диск или
специальный гребень, выполненный на
соединительных муфтах. Из-за наличия эксцентриситета вала
ротора воздушный зазор между кернами
сердечника датчика и якорем пульсирует с частотой
вращения. При намагничивании дисков следовало
ожидать наведения в обмотках датчиков примерно
синусоидальной э. д. с. с частотой 50 гц. Однако, как
показали экспериментальные исследования, эти
предположения полностью не подтвердились.
На рис. 1 приведены некоторые формы э. д. с.
и их частоты, наблюдавшихся на экране катодно-
1 В порядке обсуждения. Ред.
Рис. 1. Формы кривых э. д. с. на обмотках датчиков.
а — стендовые испытания; б, в, г — испытания на ГРЭС
лучевого осциллографа в обмотках датчиков
осевого сдвига и относительного расширения ротора
по отношению к корпусу турбин ПВК-150-130 и
ПВК-200-130. Различие форм и частот объясняется
не только степенью намагничивания дисков, но и
однородностью или неоднородностью структуры их
материала. Так, например, на рис. 1,а, б формы
кривых э. д. с. соответствуют равномерному
намагничиванию диска в зоне, охватываемой
неподвижным сердечником датчика. Форма кривой э. д. с-
на рис. \,г соответствует местному намагничиванию
и неоднородности структуры диска в той же зоне.
На рис. 1,в приведена форма э- Д- с->
соответствующая равномерно намагниченному диску и
равномерному распределению неоднородности
структуры материала: частота э. д. с. в этом случае
значительно отличается от 50 гц. Максимальные
наблюдаемые частоты равны 1,8—2,0 кгц.
Действующее значение э. д. с, измеренное ламповым
вольтметром, достигало 0,20—0,36 в, что
составляет, например, для осевого сдвига ротора 10—15%
уровня аварийного сигнала.
В связи с тем, что вопрос намагничивания
турбин носит дискуссионный характер, необходимо
кратко изложить состояние вопроса и высказать
некоторые предположения о природе и механизме
этого нежелательного явления в турбоагрегате.
В [Л. 3] предполагается, что причиной
намагничивания могут быть токи, протекающие по валу
ротора, а источником магнитодвижущей силы
постоянного знака является ток, протекающий по
междуполюсной перемычке обмотки возбуждения
синхронного генератора. По данным [Л. 4, 6]
причина — в наличии остаточного потока, а в [Л. 7]
высказано предположение о том, что уравнительный
ток между нулем звезды обмотки генератора и
трансформатора, при прохождении через вал
ротора из-за совпадения его частоты с частотой
вращения несколько изменяет свою форму
(выпрямляется), что также приводит к некоторому
намагничиванию.
Нам представляется, что намагничивание может
происходить из-за технологических причин в
процессе изготовления деталей и узлов турбины. Среди
наиболее вероятных причин следует отметить
процесс балансировки роторов с облопаченными
дисками. При балансировке соединение между
приводным двигателем и ротором выполняется
посредством электромагнитной муфты на постоянном
токе мощностью в несколько десятков киловатт.
Кроме этого, сварочные работы на постоянном
токе во время сборки, монтажа и т. д., при токах
в несколько сотен ампер также могут служить
причиной намагничивания.
Для выяснения причин намагничивания
автором на ряде паровых турбин с помощью
специальных щупов и милливольтметра в доступных местах
были проведены измерения униполярных э. д. с.
вдоль валопровода турбоагрегата. Измерения
проводились как на ГРЭС, так и на заводских испы-
1Г==Г=ГГ1Г==Г=1=== ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ
32

1000 гОООоб/мин о
б)
юдд гооооб/ми*
Рис. 2. Схемы измерения наводок на датчиках осевого сдвига
турбины ПВК-150-130 (а) и графики униполярных э. д. с. (б).
/ — стендовые испытания; // — испытания на ГРЭС.
тательных стендах, т. е. когда генератор
отсутствует. Аналогичные измерения были проведены
также и на нескольких ТЭЦ в различных
энергосистемах.
На рис. 2 показана схема измерения и графики
зависимостей униполярных э. д. с. от частоты
вращения. Если считать униполярные э. д. с.
критерием оценки намагничивания турбины, то синхронный
генератор не оказывает заметного влияния на
намагничивание. Если исключить из рассмотрения и
технологические причины, то остается поле Земли,
которое будучи по своей /природе магнитостатиче-
ским, в полости турбины может быть
неослабленным, а даже усиленным за счет так называемого
«эффекта обратного экранирования» [Л. 5].
Паровая турбина представляет собой как раз случай
кругового цилиндра с узкими щелями, в котором
этот эффект может иметь место.
Кроме явлений униполярной индукции, в
паровой турбине наблюдаются еще и электрические
явления [Л. 2] в виде электростатических зарядов.
Ранее предполагалось, что эти заряды возникают
в области ЦВД. Количественно они не
уравновешиваются. На различие полярности вала и корпуса
турбины было обращено внимание в [Л. 2]; здесь
же было высказано предположение о том, что знак
полярности вала может служить индикатором
наличия или отсутствия эрозии лопаток последних
ступеней ЦНД. Экспериментальные исследования,
проведенные автором за последние 2 года на
нескольких ГРЭС и ТЭЦ, показали, что в пределах
одной станции на однотипных турбинах такое
различие существует.
ВЫВОДЫ
Паровая турбина при наличии магнитного поля
и двусторонних одновременных задеваний работает
в режиме униполярного генератора
цилиндрического типа с полым ротором. Намагниченные
детали турбины перед сборкой должны подвергаться
размагничиванию.
Для контроля перемещений необходимо
применять индуктивные датчики, имеющие полное
сопротивление значительно большее, чем активное,
т. е. с повышенной добротностью датчика. Частота
напряжения питания датчика должна выбираться
с учетом частот сигналов помех, т. е. не ниже 8—
9 кгц при наличии в измерительном
преобразователе соответствующего фильтра перед
демодулятором для отфильтровывания сигналов помех. Этот
же вывод относится и к системе контроля
эксцентриситета вала ротора.
В связи с ростом единичных мощностей турбин
намагничивание и другие электрические явления,
возникающие в турбине, требуют самого
тщательного экспериментального и теоретического
исследования с последующей разработкой эффективных
методов контроля и защиты от этих нежелательных
явлений.
ЛИТЕРАТУРА
1. Е. Г. Олейников, Электрические методы контроля
паровых турбин, изд-во «Энергия», 1965.
2. Н. А. Поляк, Повреждения и неисправности
паротурбинного генератора, связанные с работой всего турбоагрегата,
Госэнергоиздат, 1940.
3. Э. Г. Кашарский, В. П. Карцев, О
намагничивании паровых турбин. Известия вузов, «Энергетика», 1964, № 4.
4Ч 5 с п 1 е г Ш., ЕТ2, 1965, № 23.
5. А. Б. Сапожников, К вопросу о магнитном
экранировании, Известия вузов, «Физика», 1963, № 1.
6. Вгаип К., Эег МазсЫпепзспадеп, т. 41, 1968, № 3.
7. О \ е Ь а с п Ш., ТесНшзспе ОЪегшаспипд, т. 6, 1965, № 7.
УДК 621.165:621.892.019.3
Повышение надежности работы систем смазки
современных мощных турбоагрегатов
Система смазки является исключительно
ответственным элементом турбоагрегата, от
непрерывного действия которого зависит не только надежность
его работы, но и сохранность при возникновении
различных аварийных ситуаций.
Большинство проблем по обеспечению
повышения надежности работы систем смазки современных
турбоагрегатов мощностью 300, 500 и 800 Мет
возникло в связи с отказом от главного маслона-
соса с приводом от вала турбины, обеспечивавшего
Инж. М. М. ПЧЕЛИН
Таплоэлектропроакт, Ленинградское отделами*
через инжекторы систему смазки, и переходом на
автономные насосные установки с приводом от
электродвигателей, имеющих исключительно малые
инерционные постоянные. Указанное
обстоятельство выдвинуло ряд дополнительных требований
к технологической части системы смазки,
электроприводу маслонасосов, автоматике ввода их в
работу, установкам постоянного тока, которые и
являются предметом рассмотрения настоящей
статьи.
Май, 1970
33
3 Электрические станции № 5.

В основу статьи положены расчетные и
экспериментальные данные по системам смазки
турбоагрегатов К-300-240 ЛМЗ и ХТЗ. Однако, все
приведенное далее относится и к турбоагрегатам
мощностью 500 и 800 Мет, основные характеристики
маслосистем которых аналогичны
рассматриваемым.
Снижение скорости падения давления.
Автономная насосная установка турбоагрегата К-300-240
ЛМЗ состоит из двух маслонасосов с приводом от
электродвигателей переменного тока, один из
которых находится в работе, а другой в
автоматическом резерве; и двух маслонасосов с приводом от
электродвигателей постоянного тока,
включающихся соответственно без выдержки и с выдержкой
времени от уставок реле падения давления. Кроме
того, один из аварийных маслонасосов
включается каждый раз при автоматическом переходе с
рабочего на резервный маслонасос и отключается
с выдержкой времени после восстановления
давления в системе вновь включившимся маслонасосом
переменного тока. Насосная установка
турбоагрегата К-300-240 ХТЗ в основном аналогична
описанной за исключением незначительных изменений
в системе автоматики.
Одной из основных характеристик,
оказывающих исключительное влияние на надежность
работы смазки, является скорость падения давления
в системе при нарушениях нормальной работы
рабочего маслонасоса. На рис. 1 приведены
расчетные и опытные зависимости падения давления
в системах смазки турбоагрегатов К-300-240 ЛМЗ
и ХТЗ при отключении рабочего маслонасоса.
Падение давления в системе смазки турбоагрегата
К-300-240 ЛМЗ с 1,35 до 0,4 кГ/см2 (т. е. еще
может быть допущена работа турбоагрегата в
аварийном режиме) происходит за 3—4 сек (кривые
/ и 2). Еще более высокой является скорость
падения давления в системе смазки турбоагрегата
К-300-240 ХТЗ (кривые 4 и 5, рис. 1). В самом деле
падение давления от 1,7 до 0,5 кг/см2 происходит
б рем*, сек
Рис I. Изменение давления масла в системе смазки
турбоагрегата К-300-240.
/ —К-Э0О-34О ЛМЗ с насосами АМД16Х1. с алектродвигателями А101-2.
160 кет без маховиков на основании расчетных данных; * — то же. но
по результатам испытан ни системы смазки турбоагрегата № б Чере-
петской ГРЭС; 3 —то же, но ори применении маховиков на основании
расчетных данных; маховой момент маховика принят равным 70 кГ *';
4 — К-300-340 ХТГЗ с насосам в бНДс, с мсктродвигателями А-82-2.
75 кат беа маховиков на основании расчетных данных; 5 — то же. но
по результатам испытанна системы смааки турбоагрегата N1 11
Приднепровской ГРЭС*, б —то же, но при применении маховиков на
основании расчетных данных; маховой момент маховика принят равным
40 кГм1.
34
всего лишь за 1 сек, что не может гарантировать
сколько-нибудь надежную работу системы смазки
в режимах автоматического включения резерва
(АВР), так как малейшая задержка при включении
или же развороте резервного и аварийного
маслонасосов может привести к прекращению маслоснаб-
жения турбоагрегата. При этом следует учитывать,
что перерыв маслоснабжения может происходить
при номинальной частоте вращения турбоагрегата,
когда еще имеется значительное осевое усилие, что
представляет особую опасность, так как наличие
усилия может привести к разрушению
турбоагрегата.
Высокая скорость падения давления в системе
смазки турбоагрегата К-300-240 ХТЗ делает
невозможной правильную работу автоматики
маслонасосов, так как одновременно могут включаться
резервный и аварийные маслонасосы. Введение
дополнительных выдержек времени для обеспечения
разновременности включения маслонасосов
нецелесообразно, так как приводит к недопустимым
посадкам давления в системе.
Высокая скорость падения давления в системе
смазки объясняется исключительно малыми
величинами механических постоянных маслонасосов,
основные технические данные которых приведены
в таблице.
Таким образом, главным условием повышения
надежности систем смазки современных
турбоагрегатов при различных переходных режимах работы
маслонасосов и в системе собственных нужд блока
является снижение скорости падения давления в
системе смазки. В этой связи для вновь
проектируемых и изготавливаемых турбоагрегатов
оптимальным решением было бы осуществление привода
главного маслонасоса от вала турбоагрегата, как
это выполняется у турбин мощностью до 200 Мет,
скорости падения давления в системах которых
в десятки раз меньше, чем в системах смазки
турбоагрегатов мощностью 300—800 Мет, что
непосредственно следует из рис. 2. При этом основное
затруднение, связанное с обеспечением
необходимой высоты всасывания главного маслонасоса при
установке масляного бака на нулевой отметке,
может быть преодолено различными способами. Так,
например, система смазки подшипников
турбоагрегата мощностью 650 Мет электростанции
«Парадайз» в США работает на масле,
подаваемом под низким давлением (примерно 1,75 кГ/см2)
и нормально питается масляным бустерным
насосом, приводимым в действие гидравлическим
приводом—масляной турбиной, которая получает
масло высокого давления (примерно, 16 кГ/см2)
от основного центробежного насоса, установленного
на валу главной турбины. Первоначальный запуск
системы производится, как обычно, от пускового
маслонасоса. Аналогичная схема могла бы быть
применена и для отечественных турбоагрегатов.
Для турбоагрегатов, находящихся в стадии
монтажа и эксплуатации, скорость падения
давления в системе смазки может быть снижена за счет
установки дополнительных маховиков на масло-
насосах переменного тока. Подробный анализ
применения маховиков показал их высокую
эффективность (рис. I, кривые 3 и в). Указанные величины
дополнительных маховых масс рассчитаны из
условий сохранения мощностей электродвигателей,
: ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Показатель
К-300-240 ЛМЗ | К-300-240 ХТЗ
Поставляемые насосы
до 1967 г.
Рабочий
Аварийный
с 1967 г.
Рабочий
Аварийный
до 19в7 г.
Рабочий

Аварийный
с 1967 г.
Рабочий
Аварий-
' ""А
Производительность, м*/ч
Напор, м. вод, ст
Мощность на валу насоса, кет
Частота вращения (синхронная)
об/мин
Мощность электродвигателя, кет
Напряжение, е
Перегрузочная способность,
Аймаке
Мшоы
Максимальная мощность
двигателя при снижении напряжения на
его зажимах до 60%
номинального и частоте вращения,
близкой к номинальной
Механическая постоянная агрегата
насос—электродвигатель, сек
9МД
16X1
400
40
58
3000
7МД
17X1
250
25
27
3000
Тип насоса
12КМ-15
450
30
47
1500
12КМ-20
430
18
28
1500
6НДС
300
60
62.5
3000
5НДВ
180
31
20
1500
Тип приводного электродвигателя
А101-2вз
160
-N.380
2,05
118
2.0
МЕ-27/17-45
50
=220
2,5
А92-4Вз
100
^380
2,0
72
0,48
применяемых в настоящее время для привода
маслонасосов. Из приведенных зависимостей
следует, что скорость падения давления в системе
смазки турбоагрегата К-300-240 ЛМЗ снизилась
более чем в 7 раз, а в системе смазки К-300-240
ХТЗ более чем в 15 раз, что значительно повышает
надежность работы системы смазки при различных
переходных режимах (АВР, исчезновение
напряжения переменного тока и т. п.), допуская
вмешательство эксплуатации в необходимых случаях.
На рис. 3 приведены расчетные зависимости
падения и восстановления давления в режимах
АВР маслонасосов по импульсу от второй уставки
реле давления (переход на маслонасос постоянного
тока), показывающие высокую эффективность
применения маховиков для повышения надежности
работы маслосистемы. Снижение скорости падения
давления за счет применения маховиков позволяет
повысить уставку на включение аварийного масло-
насоса, 1,2—1,3 кГ/см2 вместо 0,9 кПсм2 без
применения маховиков и, таким образом, обеспечить
значительно меньшие снижения давления в системе.
Следует отметить, что увеличение маховых
масс маслонасосов хотя и приводит к увеличению
времени их пуска, однако не отражается на работе
системы, так как в момент автоматического
Переоран г I-
2800- 13 #
|9
11
С:
па?- *!
Ш
1
Г 1
7^
\ :
-2
1 <
/
5 Ь
время, мин
Рис. 2. Изменение давления масла в системе смазки
турбоагрегата К-200-130 ЛМЗ при его выбеге.
/ — изменение давления масла; 2 — скорости вращения.
П-82-Вз
42
=220
0.68
АВ2-2
75
^380
2.4
58
1.0
ПН-205
34
=220
—
1.0
8НДС
400
42
59
1000
А101-6М
100
^380
2,1
75
5НДВ
180
31
20
1500
ПН-205
34
=220
0.7
1.0
маховиков
маховыми
параметров
кЛсж*
V
I
V
го
хода с рабочего на резервный маслонасос
переменного тока должен включаться в работу один из
маслонасосов постоянного тока и оставаться
включенным в течение всего времени переходного
процесса. Кроме того, не исключается применение
устройств, облегчающих условия пуска
электродвигателей и допускающих
применение
с большими
моментами.
Выбор
маслонасосов и их
электропривода. Учитывая
исключительно высокие
требования к надежности
работы маслонасосов,
мощность их
электродвигателей переменного то- «5 V
ка должна выбираться ^
из условий обеспечения
нормальной работы
маслонасосов при
возможном снижении
напряжения в системе
собственного расхода блока
(электростанции) до 60%
номинального, которое
может иметь место при
самозапуске
электродвигателей с. н., переходах
с рабочих на резервные
источники питания и т. д.
Установка
электродвигателя с недостаточным
запасом по мощности
может привести к его
перегрузке
(«опрокидыванию»), торможению и
последующему отключе-
' 1 ~
—\т
Ь г
/
к
г
*
е
9
Время,сек
Рис. 3. Изменение давления
масла в системе смазки
турбоагрегата К-300-240
ХТЗ при автоматическом
переходе на аварийныА
маслонасос постоянного
тока.
/ — рабочий насос бНДс с
электродвигателем А-82-2, 75 кет
без маховика, аварийный
маслонасос бНДв с
электродвигателем П-205, 34 кет на основании
о а счетных данных; уставка на
включение аварийного маслом а-
соса —1,1 кг/см7-, 2 — то же. чо
при установке маховика с
меховым моментом 40 кГ1м* на
рабочем маслоиасосе.
Май, 1970
3*
35

пию. В этой связи мощность электродвигателя
рабочего маслонасоса турбины К-300-240 ХТЗ
должна быть повышена до 100 кет, что следует из
таблицы.
Из анализа данных таблицы видно, что
производительность аварийных маслонасосов, которая
должна обеспечивать лишь аварийный выбег
турбоагрегатов, составляет 62,5 и 60%'
производительности рабочих маслонасосов, соответственно
для турбоагрегатов заводов ЛМЗ и ХТЗ. При этом
следует принимать во внимание, что здесь учтено
сокращение расхода в системе за счет прекращения
подачи масла на гидромуфты питательных
электронасосов. По-видимому, для обеспечения
безопасного аварийного выбега турбоагрегата эти
расходы могут быть уменьшены, что должно явиться
предметом специального рассмотрения
заводов-изготовителей турбоагрегатов. Необоснованное
завышение производительности и напора аварийных
маслонасосов приводит к увеличению мощности
привода, усложнению схем пуска
электродвигателей с увеличением его времени, увеличению
емкостей аккумуляторных батарей электростанции и,
как следствие всех этих факторов, к резкому
снижению надежности питания аварийных
маслонасосов систем смазки, а также других, исключительно
ответственных потребителей постоянного тока,
приключенных к шинам аккумуляторных батарей.
В этой овязи представляется совершенно
необоснованной намечаемая для турбогенераторов
К-300-240 ЛМЗ установка в качестве аварийного
маслонасоса типа 12КМ-20, производительность
которого больше производительности
устанавливаемого в настоящее время рабочего маслонасоса,
несмотря на удовлетворительность его напорной
характеристики.
Аварийная остановка турбоагрегатов, как
правило, связана с потерей напряжения переменного
тока в системе с. н. В этих условиях будет
прекращен доступ воды к маслоохладителям. Поэтому
нет необходимости включать аварийные маслона-
сосы через маслоохладители, так как это приводит
к дополнительным потерям и увеличению
потребной мощности. Имеющийся опыт эксплуатации
турбоагрегатов К-300-240 ЛМЗ показал, что такой
режим работы при аварийном выбеге является
вполне допустимым. Тем не менее маслонасосы
турбоагрегатов К-300-240 ХТЗ, по-прежнему,
включаются по схеме через маслоохладители, что
требует увеличения их напора почти в 2 раза по
сравнению с включением помимо маслоохладителей.
Сопоставление данных таблицы в части
параметров аварийных маслонасосов показывает, что
уже сейчас допустимо иметь для аварийного
маслонасоса турбоагрегата К-300-240 производительность
не более 180 м3/н и напор 18 м вод. ст., что
позволит применить для привода аварийных
маслонасосов электродвигатели мощностью 14—19 кет,
вместо применяемых в настоящее время
электродвигателей мощностью 32 и 42 кет. Для
электродвигателей меньшей мощности может быть
применена простейшая схема прямого пуска с постоянно
включенным сопротивлением в цепь якоря и с
незначительным ослаблением потока возбуждения,
что значительно повышает надежность ввода в
работу маслонасосов с соответствующим
уменьшением времени их пуска. Применяемые в настоящее
время схемы ступенчатого пуска электродвигателей
достаточно сложны и содержат значительное
количество релейной и коммутационной аппаратуры,
что, безусловно, снижает надежность их ввода
в работу.
Надежность энергоснабжения. Увеличение
мощности электродвигателей маслонасосов переменного
тока из условия устойчивой работы их при
сниженном напряжении создает благоприятные
возможности по переводу электродвигателей на
напряжение 6 кву степень обеспечения надежности
энергоснабжения которого выше напряжения 0,4 кв,
а применяемая коммутационная и защитная
аппаратура обладает значительно большей
надежностью и безотказностью в работе.
Устанавливаемые в настоящее время в цепях питания
электродвигателей автоматические выключатели серий АВ
и АВМ значительно снижают надежность работы
маслонасосов в режимах АВР, так как по своему
исполнению являются несовершенными
аппаратами, трудно поддаются наладке и регулировке.
Низкая надежность их работы хорошо известна
эксплуатационному персоналу электростанций.
В системах аварийного маслоснабжения
устанавливается по два аварийных маслонасоса с
приводами от электродвигателей постоянного тока.
Каждый из электродвигателей подключается к
шинам аккумуляторной батареи, устанавливаемой на
каждый блок 300 Мет с турбинами ЛМЗ и на два
блока по 300 Мет каждый с турбинами ХТЗ.
Проектное решение о подключении аварийных
маслонасосов одного блока к аккумуляторной
батарее этого же блока следует признать
правильным, так как по условиям работы не требуется
одновременная параллельная работа обоих насосов.
Подключение каждого из электродвигателей
аварийных маслонасосов к разным
аккумуляторным батареям, предлагаемое
заводами-изготовителями турбоагрегатов и наладочными
организациями, не может привести к повышению
надежности их энергоснабжения по следующим основным
причинам:
исчезновение напряжения переменного тока
в системе собственных нужд электростанции, как
правило, связано с аварийным остановом
нескольких агрегатов; следовательно, в этом режиме
одновременно нагруженными могут оказаться
аккумуляторные батареи нескольких блоков;
удлиняются кабельные связи между
электродвигателем второго аварийного маслонасоса и
щитом постоянного тока аккумуляторной батареи
соседнего блока;
аккумуляторные батареи являются
исключительно надежным источником питания, который не
требует резервирования.
Следует также иметь в виду, что на
электростанции имеется сеть взаиморезервирования,
объединяющая аккумуляторные батареи разных
блоков, которая может быть использована
эксплуатационным персоналом при различных аварийных
и ремонтных ситуациях.
ВЫВОДЫ
1. Главным условием повышения надежности
работы систем смазки турбоагрегатов мощностью
300, 500 и 800 Мет является снижение скорости
падения давления в системе при переходных процес-
36
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

сах. В связи с этим для вновь проектируемых и
изготовляемых турбоагрегатов оптимальным
решением является осуществление привода главного
маслонасоса от вала турбоагрегата, как это
выполняется у турбоагрегатов мощностью до 200 Мет.
Для турбоагрегатов, находящихся в стадиях
монтажа и эксплуатации, скорость падения давления
в системе смазки может быть снижена за счет
установки 'дополнительных маховиков на маслона-
сосах.
2. Особое внимание должно быть обращено на
необходимость быстрейшего увеличения
механической постоянной насоса переменного тока
турбоагрегата К-300-240 ХТЗ, малая величина которой
обусловливает исключительно высокую скорость
падения давления, что не может гарантировать
сколько-нибудь надежную работу системы смазки
в переходных режимах. Следует подчеркнуть, что
аналогичными характеристиками обладают масло-
системы турбоагрегатов К-500-240 и К-800-240 ХТЗ,
а также К-300-240 ЛМЗ в случае применения мас-
лонасосов типа 12КМ-15.
3. Выбор мощности электродвигателей
переменного тока рабочих маслонасосов следует
производить из условий обеспечения их нормальной рабо-
Повышение
Эксплуатация установок КРУН в Мосэнерго
свидетельствует о их низкой эксплуатационной
надежности. Одна из главных причин аварий
в КРУН — перекрытия изоляторов, возникающие
из-за низкого уровня изоляции, чему способствует
микроклимат с повышенной влажностью.
При проектировании КРУН условия их
эксплуатации были приравнены к условиям РУ
внутренней установки. В соответствии с этим в них были
запроектированы изоляторы внутренней установки,
которые в процессе эксплуатации в ряде случаев
перекрывались.
Указанные случаи имели* место и в других
энергосистемах (Л. 1]. Особенно часто перекрывалась
изоляция в КРУН с рабочим напряжением 10 кв,
что объясняется меньшим запасом электрической
прочности изоляторов 10 кв по сравнению с
электрической прочностью аналогичных изоляторов 6 кв.
Аварии в КРУН, как правило, бывают тяжелыми,
сопровождаются перекрытием изоляторов силовой
дугой сразу в нескольких шкафах с большими
разрушениями и обесточением сразу целой секции
КРУН.
Заводы-изготовители в настоящее время
разрабатывают КРУН повышенной надежности, однако,
в эксплуатации находится большое количество
шкафов КРУН, для которых необходимо провести
мероприятия, исключающие перекрытия изоляторов.
Май, 1970 ■
ты при возможных снижениях напряжения в
системе собственных нужд электростанций до 60%
номинального. В связи с этим мощность
электродвигателя маслонасоса типа бНДс турбоагрегата
К-300-240 ХТЗ должна быть повышена до 100 кет.
4. Производительность и напор аварийных
маслонасосов должны быть по возможности
минимальны и должны определяться условиями
безопасной остановки турбоагрегата в аварийном
режиме. Их производительность и напор для
турбоагрегатов К-300-240 уже сейчас могут быть
снижены соответственно до 180 м3/ч и 18 м еод. ст., что
позволит повысить надежность работы приводных
электродвигателей. Включение аварийных
маслонасосов следует предусматривать помимо
маслоохладителей.
5. Питание электродвигателей первого и
второго аварийных маслонасосов одного блока следует
осуществлять от аккумуляторной батареи этого же
блока.
6. Целесообразно рассмотреть вариант
присоединения электродвигателей рабочих маслонасосов
к сети 6 кв, степень обеспечения надежности
энергоснабжения которой рыше, чем у сети 0,4 кв.
УДК 621.316.344.621.3.019.3
надежности работы КРУН
Инж. Е. И. ПЕНОВИЧ
Изоляторы внутренней установки предназначены
для работы в закрытых РУ с относительной
влажностью воздуха не выше 80%. Из-за высокой
теплопроводности стальных стенок КРУН и плохой
герметизации шкафов создаются повышенная
влажность и резкие перепады температур
оборудования и окружающего воздуха в шкафах; т. е.
такие условия, при которых изоляторы внутренней
установки работать не могут. Положение
усугубляется тем, что с 1969 г. заводы стали
устанавливать в КРУН малогабаритные изоляторы типа
ОМА, ОМБ, и др., имеющие длину пути утечки на
5—10% меньше, чем у обычных, т. е. имеющие
пониженные мокроразрядные напряжения.
Для определения условий, возникающих в КРУН
при различной погоде, была проведена серия
экспериментов в действующих КРУН и в опытных
шкафах. Для измерения влажности и температуры
применялись самопишущие приборы: термографы
типа М-16 и гигрографы М-32. Измерения
проводились с 6 марта по 28 апреля 1967 г. при
колебаниях температуры наружного воздуха выше и ниже
0°С, т. е. при наиболее благоприятных для
перекрытия изоляторов условиях. Применение
регистрирующих приборов обусловлено сохранением
в шкафах КРУН режимов, которые имеют место
в эксплуатации.
==========^^ 37

По результатам измерений можно сделать
следующие выводы:
относительная влажность в шкафах бывает
выше 90%, несмотря на наличие подогрева и
вентиляции;
влажность в крайних шкафах секции КРУН
выше, чем в средних шкафах;
в подвале одной из подстанций под шкафами
КРУН поддерживается постоянная температура 2—
3°С и высокая влажность 95%.
Таким образом, несмотря на выполнение проти-
воаварийных мероприятий по циркуляру ТУ
Минэнерго СССР (установку подогрева и вентиляции
в шкафах КРУН), создаются благоприятные
условия для перекрытия изоляции.
Для разработки более действенных
мероприятий по улучшению условий для изоляции в
Мосэнерго были установлены четыре шкафа КРУН
серии К-У1-У, в которых искусственно создавались
различные условия работы *.
Опытные шкафы были оборудованы следующим
образом:
Стенки с внутренней стороны были обшиты
древесноволокнистыми плитами с коэффициентом
теплопроводности равным 0,056 ккал/м • ч • 0° С;
в шкафах установлен подогрев: со стороны
панели управления мощностью 330 вт (один
трубчатый элемент НВС-1,2/1 кет, 380 в, включенный на
220 в). В отсеке высокого напряжения установлены
нагреватели типа ПТ-10-2-1000 вт, состоящие из
трех секций. Таким образом, мощность подогрева
можно было варьировать от 330 до 1330 вт. на
каждый шкаф. От испытательного трансформатора
0,22/70 кв на шины подавалось рабочее
напряжение 6 кв на каждую фазу относительно земли;
этим же трансформатором можно было регулярно
испытывать изоляцию повышенным напряжением;
длэт циркуляции* воздуха в отсеке высокого
напряжения были вырезаны окна в горизонтальных
поперечных перегородках;
во всех шкафах было по три комплекта
гигрографов типа М-32Н и термографов типа М-16Н
с недельным заводом. Приборы размещались внизу,
в середине и вверху шкафов. Кроме того, один
комплект приборов был установлен на улице в
психометрической будке. Для учета энергии подогрева
в схему был включен трехфазный счетчик.
Подогрев мог быть включен вручную и
автоматически от датчиков влажности и температуры.
Результаты экспериментов. Постоянный
подогрев. В настоящее время 75% шкафов КРУН
в Мосэнерго оборудованы электроподогревом.
Подогрев включен постоянно. Однако из-за отсутствия
теплоизоляции невозможно обеспечить условия, при
которых относительная влажность будет в
допустимых пределах.
Для повышения эффективности подогрева
наружные поверхности крышу, пол и дверцы шкафов
КРУН следует оборудовать теплоизоляцией.
Толщина листов теплоизоляции не должна превышать
20 мм из конструктивных соображений.
Для снижения относительной влажности
в КРУН необходимо иметь гарантированный
перепад температур. Если задаться перепадом
температур 5° С, то можно определить необходимый
расход энергии для этой цели.
С1= р.г (1г — и) -т- , ккал/ч,
где С} — требуемое количество тепла; Р— площадь
наружной поверхности шкафа; г — время, принятое
1 ч\ /4 — температура внутри шкафа; /2 —
температура наружного воздуха; X — 0,056 ккал/(м • ч • °С) —
коэффициент теплопроводности для древесно-волок-
нистых плит; б — толщина теплоизоляции, равная
0,02 м.
Из расчета следует, что расход электроэнергии
для среднего шкафа КРУН серии К-У1-У
составляет 3,3 квТ'Ч в сутки, а для шкафа серии К-VI
расход составляет 2,4 квт-ч*в сутки. При
непрерывном подогреве это соответствует мощности
подогревателей 140 и 100 вт на один шкаф
соответственно. Экспериментальная проверка (постоянного
подогрева подтвердила эти данные.
Измерения относительной влажности в шкафах
при различной мощности постоянного подогрева
свидетельствует о том, что при мощности
подогрева 100 вт на один шкаф относительная влажность
не превышает 60% (рис. 1).
Таким образом, установка теплоизоляции с
постоянно включенным подогревом приводит к
заметному снижению относительной влажности и,
следовательно, к повышению надежности работы
изоляции. Во время опытов вентиляционные
отверстия были закрыты и щели в шкафах КРУН
уплотнены.
Режим вентиляции. Для выяснения
влияния вентиляции на микроклимат внутри КРУН,
в крайних шкафах были установлены два
вентилятора типа ВЭО-1 мощностью 35 вт,
производительностью 10 м3/мин. Подогрев был отключен.
Как и следовало ожидать, относительная влажность
воздуха в КРУН и температура сравнялись с
относительной влажностью и температурой наружного
воздуха, а в некоторых шкафах наблюдалось даже
повышение относительной влажности до 100%.
Таким образом, вентиляция в КРУН не только
не приводит к улучшению условий работы
изоляции, а наоборот может даже увеличить
относительную влажность.
Режим автоматического подогрева.
Подогрев и теплоизоляция дают положительный
эффект. Однако постоянный подогрев приводит
к большому расходу электроэнергии. Влажность
в отдельные периоды невысока, поэтому осушать
1 В разработке повышения надежности КРУН принимали
участие работники Центральной высоковольтной лаборатории
(ЦВЛ) Мосэнерго Н. М. Чеоноков, Г. К. Шикин, А. И. Жа-
ровиев и А. П. Новичков.
330 660 990 1320 бтп
Мощность подогрева но одну ячейку
Рис. 1. Зоны относительной влажности в шкафах
теплоизолированных КРУН в зависимости от мощности подогрева.
38
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

воздух в КРУН следует только при наличии
повышенной влажности.
Для снижения расхода электроэнергии
требуется автоматический подогрев. Регулировка
автоматического подогрева может быть осуществлена
путем контроля двух параметров: относительной
влажности воздуха и разности температур, для
чего были разработаны два датчика основанных на
измерении этих параметров, которые были
установлены в опытных шкафах.
В связи с отсутствием промышленных
регуляторов влажности, работающих при отрицательных
температурах (промышленный регулятор типа
СПР-104 не работает при отрицательной
температуре), в Мосэнерго был разработан датчик с
использованием метеорологического гигрографа М-32.
Гигрограф предназначен для непрерывной
регистрации в наземных условиях изменений
относительной влажности, воздуха в пределах 20-г-100%
при температуре —35^-+45°С. Прибор
обеспечивает точность измерений ±5% при условии
систематической сверки его с показаниями аспирацион-
ного психрометра. При переделке прибора перо
самописца было заменено на контакт с сохранением
балансировки подвижной системы измерительного
устройства и установкой на барабане другого
пластинчатого контакта в форме прямоугольного
треугольника. В зависимости от угла поворота
барабана изменяется зазор между контактами, чем
устанавливается заданный уровень влажности, при
достижении которого контакты замыкаются и с
помощью промреле запускают контактор,
управляющий включением подогревателей. На рис. 2
приведен общий вид датчика влажности. В опыте
датчик устанавливался поочередно на 50, 60 и 70%.
Мощность включаемых нагревательных элементов
660 вт (один элемент со стороны панели
управления,— второй — в отсеке высокого напряжения).
Гигрограммы и термограммы для режима с
автоматическим подогревом, регулируемым датчиком
влажности, приведены на рис. 3.
Автомат с датчиком влажности поддерживает
следующую допустимую относительную влажность
в отдельных шкафах:
Уставка. %
50
60
70
Относительная
влажность, %
45—60
50—65
60—85
Если допустимая влажность для изоляторов
80%, то выбирать установку датчика влажности на
70% нельзя, так как зона регулирования выходит
за обусловленный предел. Очевидно оптимальная
уставка равна примерно 60%, при этом
обеспечиваются допустимые значения влажности в шкафах
КРУН. При другом типе и количестве шкафов
в секции или другой теплоизоляции уставка может
отличаться от выбранной величины.
Уставку выбирают с учетом двух условий:
а) поддержание в КРУН допустимой влажности,
не превышающей 70% (учитывается 10% в
пределах точности приборов и некоторый запас);
б) минимально возможный расход
электроэнергии.
На рис. 4 приведена кривая зависимости
расхода электроэнергии подогрева на один шкаф в
сутки от относительной влажности в шкафах. Точка
кривой взята из экспериментов с опытными КРУН
при постоянном и автоматическом .подогревах. За
100% принят расход энергии при постоянном
подогреве 660 вт на один шкаф.
Из кривой рис. 4 следует, что при уставке 60%
расход электроэнергии составил 2 квТ'Ч в сутки,
что соответствует мощности постоянного подогрева
24 =*80 вт. Причем среднесуточный расход
энергии в течеиие года будет еще меньше. При
уставке 70% расход электроэнергии незначителен
(0,046 кет • ч в сутки), однако в некоторые периоды
в шкафах бывает недопустимо высокая
относительная влажность.
Рис. 2. Датчик влажности на
основе гигрографа М-32.
/ — пластинчатый контакт на
барабане датчика влажности; 2 —
подвижной контакт на стрелке; 3 —
ось вращения стрелки с
подвижным контактом.
% ицып/шев* Зимним Сре&а ь+т&рг /7*лу»ииа /у/^/г»^ &.-~«р?се"лс'
^|)ПММ)/)1>М))П)//)1)М1Л)П/)П)1Ммм>1ммпм11Ьп)птм>мм1мм1.<1
/?*?"/и#/''~ ^/77^/>/у^л Гргда </е/п#ерг /Граница Суббота 0ос/>есе»*г
Рис. 3. Изменение температуры и относительной влажности воздуха
в КРУН при автоматическом подогреве.
а — относительная влажность: — — в шкафах 1—4; ■■"- на открытом воздухе;
б — температура: в шкафах 1—4; ■■■■■»— на открытом» воадухе.
Мая, 1970
39

* Ю и 90 МС 50
Рис. 4. Кривая зависимости
расхода электроэнергии
подогрева от относительной
влажности воздуха (100%
соответствует 15,8 кет • ч на
один шкаф в сутки).
На основании испытаний
автоматики с датчиком
влажности на основе
гигрографа в опытных
КРУН установлено, что с
его помощью можно
обеспечить
удовлетворительные условия эксплуатации
'КРУН при снижении
расхода электроэнергии в
среднем в 10 раз (если
принять мощность
подогрева 660 вт на шкаф,
которая рекомендована в
настоящее время). К
недостаткам датчика
влажности на основе гигрографа
следует отнести
необходимость его периодической
проверки и смены влаго-
чувствительного элемента
(пленки или волоса),
регулятор по раз-
Вторая испытанная си-
Автоматический
ности температур,
стема — это. система регулирования по разности
температур, обеспечивающая постоянное
превышение температуры внутри КРУН над температурой
наружного воздуха. При таком режиме
температура изоляторов всегда выше температуры
воздуха, поэтому исключена возможная конденсация
влаги на их поверхности. В «лаборатории для
испытаний и опытной эксплуатации были приготовлены
две системы автоматики по разности
температур:
а) транзисторный регулятор на термисторах,
изготовленный ЦВЛ Мосэнерго;
б) регулятор РПИБ-2С с термисторами
сопротивления.
Обе системы регулирования дают
удовлетворительные результаты.
Температура в шкафах КРУН превышала
температуру окружающего воздуха. В отдельных
шкафах разница достигала 10° С при установке
датчика на А* = 5° С. Относительная влажность в шкафах
была в пределах 30—65%.
Расход электроэнергии при этом составил
5 квт-ч на один шкаф в сутки, что соответствует
постоянному подогреву 24 = 208 вт.
Очевидно, делать уставку автомата на Д/>5°С
нецелесообразно, так как это приведет только
к большему расходу электроэнергии. Уменьшение
уставки А/<5°С может привести к недопустимой
влажности в КРУН.
За время опытной эксплуатации датчик по
разности температур работал удовлетворительно.
При периодических проверках изоляции
высоким напряжением перекрытий не наблюдалось.
В условиях эксплуатации при большем количестве
шкафов в секции целесообразно установить не
один, а два датчика в разных шкафах.
Сравнивая два типа используемых регуляторов
по разности температур можно сделать вывод об
их идентичности с точки зрения регулирования,
однако система с РПИБ-2С дороже и сложней.
Выбор теплоизоляции.
Теплоизоляционные материалы, предназначенные для ячеек КРУН,
должны обладать следующими основными
свойствами:
высокие теплоизолирующие свойства
(коэффициент теплопроводности не более 0,04 ккал/м • ч • °С),
так как при ограниченных внутренних габаритах
толщина изоляции не может превышать 20 мм;
несгораемостью, т. е. под действием огня и
высокой температуры теплоизоляционные материалы
не должны воопламеняться, тлеть и обугливаться,
чтобы не стать дополнительным источником пожара
при авариях в КРУН;
неувлажняемостью (чтобы не терять
теплоизоляционные свойства) и неподверженностью
гниению:
удобством монтажа, т. е. иметь готовую
достаточно жесткую форму листов или плит:
недефицитностью и дешевизной в условиях
широкого применения.
В наибольшей степени перечисленным
требованиям отвечают материалы из минеральной и
стеклянной ваты и из стекловолокна [Л. 2].
После изучения характеристик и
экспериментальной проверки для теплоизоляции КРУН были
выбраны полужесткие «плиты <из минеральной ваты
ВФ на синтетической связке марки ПП-100,
обладающие следующими свойствами:
Объемная масса 100±Ю кг/м*
Теплопроводность 0,03—0,035 ккал (ле»ч»°С)
Размеры, мм
длина 1000
ширина 500
толщина 20—50
Плиты изготавливаются в соответствии
с СТУ-35-1107-65.
Материал был «проверен на огнестойкость в
пламени ацетиленовой горелки (около 3000°С). В
пламени горелки волокна плиты плавятся, связующие
материалы выгорают. После выноса пламени
горелки горение плиты прекращается. Таким
образом, после отключения к. з. в КРУН пожара быть не
должно. Плиты из минеральной и стеклянной ваты
толщиной в 20 мм дефицитны, поэтому было
разработано устройство для расчленения плит любой
толщины на элементы нужных габаритов.
Устройство представляет собой ручной станок, в
направляющих которого вертикально перемещается нож.
Плита закрепляется в станке и разрезается ножом
на плиты толщиной 20 мм.
Габариты станка были выбраны применительно
к плитам размером 1 000X500X40. Не представляет
затруднений изготовление и универсального станка
для плит разных размеров.
При разработке технологии монтажа была
сделана попытка приклеивать стекловолокнистые
плиты на стенки ячеек. Пригодным для этой цели
оказался клей нескольких марок, однако структура
стекловолокнистых материалов делает этот способ
принципиально непригодным. Слой материала,
приклеенный к металлу, держится пррчно, но под
действием веса и вибрации плита 'расслаивается и
легко отрывается от слоев, скрепленных с
металлом. Механическое крепление плит с помощью
полос более надежно.
Ниже дано описание крепления теплоизоляции
в шкафах КРУН серии К-VI (наиболее
распространенный тип шкафов, находящихся в эксплуатации).
На вертикальных стенках шкафов и на дверях
изоляцию крепят с помощью стальных полос (30-г
40
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

40x4 ч-5 мм) и винтов диаметром 5—6 мм. В
стальных стенках шкафов сверлят отверстия на проход
винта, а в полосе — отверстие под резьбу (в
зависимости от размера винта).
Раскраивают плиты применительно к
конфигурации отсеков. В одном случае (на дверях и
верхних панелях) плиты расположены горизонтально
в других — вертикально. Во всех случаях раскрой
плит должен быть предельно рациональным с
минимальными отходами. Притягивая полосу винтами,
необходимо обеспечить прочное прилегание плиты
к стенке шкафа, но избегать вдавливание полосы
в плиту.
К потолку крепятся плиты с помощью двух
стальных прутков диаметром б мм (с резьбой на
концах). В вертикальных стенках шкафов (со
стороны обеих дверей и в перегородке),
просверливают отверстия на расстоянии от потолка равном
толщине устанавливаемой плиты. Прутки
растягиваются с помощью гаек и плотно поджимают плиту
к потолку. Крепящие стальные полосы и прутки
должны быть покрашены белой краской.
Перед установкой плиты обертывают
стеклотканью марки Т (наиболее дешевой) для
предотвращения распыления стекловолокна.
Подвернутые края ткани закрепляют клеем или
скобочками из проволоки диаметром 0,5 мм. На
пол ячейки кладут несколько плит марки П'П-КЮ,
обернутых стеклотканью. На полу плиты не
закрепляют, толщина их может быть в пределах
50 мм. При монтаже теплоизоляции на боковых
стенках ячеек заземляющие шины в фидерных
ячейках временно демонтируют.
При монтаже плит в местах прохождения
проводов освещения и вторичной коммутации скобки
для' крепления проводов необходимо демонтировать
для обеспечения прилегания плит к стенке.
Провода можно расположить под изоляцией или сверху.
В секции, состоящей из какого-то числа ячеек,
теплоизолируются боковые стенки только крайних
шкафов, поэтому работа, связанная с временным
демонтажем заземляющих шин и перемонтажем
проводов вторичной коммутации, затруднений не
представит.
\а/>с/>атиЗ-
\#а* <
(/*/>*
ИЛ1и
1фФФ
ж
*Х сигнал* нему
дат*а/гу бламе-
наста 40ё/ф
\
! I
ю
*"<=?»<??
^иаа
Рис. 6. Схема автоматизированного подогрева.
Р — пакетный выключатель, 25 а; А — автомат АП-60, 25 в; П —
магнитный пускатель ПА-311, 25 а; ЛЯ, 23 —реле МКУ-48. 220 в; КРТ—
контакт теплового реле магнитного пускателя; КП — катушка
пускателя; Г —тумблер ТП-1-2, 220 вт, 220 в. 2 а; Б — б линкер; ЛС — лампы
сигнализации; Сч — счетчик трехфазный; НЭ —
мент.
нагревательный зле-
Рис. 5. Шкаф КРУН с
теплоизоляцией.
При прокладке теплоизоляции необходимо
тщательно заделывать продольные щели на стыке
между шкафами по всему параметру стыка. С этой
целью можно применить герметик, прокладки, или
законопатить щели пенькой на сурике, а затем
прокрасить.
В качестве электронагревателей были
применены элементы типа НВС-1,2/1 (380 в, 1 000 вг). При
рабочем напряжении 220 в мощность нагревателя
составит 330 вт. Эксплуатация элементов при
пониженном напряжении резко повысит их срок службы.
В каждой ячейке на полу устанавливают два на-,
гревателя: один со стороны привода, другой со
стороны масляного выключателя.
Шкаф КРУН типа Ш-163 с теплоизоляцией
показан на рис. 5. Нагревательные элементы хорошо
вписываются в шкафы КРУН.
При создании искусственного микроклимата
естественную вентиляцию ячеек полностью
закрывают во избежание нападания сырого или
загрязненного воздуха.
На рис. 6 дана схема автоматизированного
электроподогрева секции КРУН 10 кв на 24
ячейки. Мощность нагревателей на секцию из 12 шкафов
составляет 2X330x12 = 7,920 кет, при этом ток на
одну фазу при напряжении 220 в
/== 1,73-220 =20»8 а'
Май, 1970
41

На подстанции устанавливают по два датчика
относительной влажности на каждую секцию.
Каждый из датчиков независимо управляет подогревом
12 шкафов. Панель на две контакторные системы
устанавливают на щите управления подстанции.
Световая сигнализация положения контакторов
расположена на диспетчерском пункте. При
неисправности одного из датчиков можно всю секцию
присоединить к другому датчику или перейти на
ручное управление. Датчики влажности и
температуры установлены в крайних ячейках секции,
которые находятся в наиболее неблагоприятных
температурных условиях.
На случай отказа регулирующего, датчика
влажности в КРУН устанавливается сигнальный датчик
влажности с уставкой 80%. На щите управления
или районном диспетчерском пункте
устанавливается блинкер, который срабатывает при
относительной влажности выше 80% или потере напряжения
на подогрев.
При эксплуатации двух секций 10 кв КРУН на
подстанции в течение года (сентябрь 1968 г. —
октябрь 1969 г.) установлено, что проведенные
мероприятия эффективны. Относительная влажность
воздуха в шкафах поддерживалась в пределах 75%,
температура превышала температуру наружного
воздуха на 5—10° С. Перекрытий изоляции не было,
отсутствовало коронирование, несмотря на то, что
в период эксплуатации имели место повышенная
влажность наружного воздуха и резкие перепады
температур.
Расход электроэнергии в результате
автоматического подогрева снизился в 10 раз по сравнению
с прежним расходом при постоянном подогреве
Инж. А. С. ГОРОШКЕВИЧ
В настоящее время при строительстве линий
электропередачи находят широкое применение
центрифугированные железобетонные свободностоя-
щие опоры. Существенное снижение
эксплуатационных расходов и возможность применения
индустриальных методов строительства подтверждают
необходимость дальнейшего внедрения
железобетона в качестве основного материала опор ВЛ.
Вместе с тем эксплуатация линий
электропередачи на этих опорах показала, что по сравнению
с опорами из других материалов они менее
надежны в условиях гололедно-изморозевых отложений.
Практически большинство аварий, вызванных на
линиях электропередачи повреждением опор,
произошли именно с одностоечными железобетонными
опорами, причем в ряде случаев наблюдались их
массовые поломки.
(600 вт на один шкаф). Следует отметить, что
ранее на этой подстанции произошли два
перекрытия изоляторов в КРУН.
ВЫВОДЫ
1. Для уменьшения вероятности перекрытия
изоляции внутри КРУН должен быть создан
микроклимат с относительной влажностью, не
превышающей 80%, для этого необходимо КРУН
теплоизолировать и обогревать.
2. В целях экономии электроэнергии обогрев
теплоизолированных КРУН рационально делать
зависимым от влажности внутри КРУН или от
разности температур внутри ячеек и внешнего
воздуха.
3. Автоматизированный подогрев с датчиками
относительной влажности воздуха или по
разности температур обеспечивает режим, при
котором выпадение росы на изоляции не происходит.
4. В качестве датчика относительной влажности
может быть применен регулятор на базе
гигрографа М-32.
5. В качестве регулятора по разности
температур целесообразно применить регулятор РПИБ-2С.
6. Разработанные системы регулирования
микроклимата в опытной эксплуатации работают
удовлетворительно.
ЛИТЕРАТУРА
1. И. С. Млынчик, Повышение надежности
комплектных распределительных устройств наружной установки,
«Электрические станции», 1967 г., № 4.
2. Л. М. Факторович, Тепловая изоляция
(справочное руководство), изд-во «Недра», Л., 1966.
УДК 621.315.668.3:539.4.012.1:621.315.175
При расчете строительных конструкций ВЛ
выше 1 кв по методу предельных состояний [Л. 1]
различают два вида нагрузки — нормативные и
расчетные, причем последние определяются путем
умножения величины нормативной нагрузки на
коэффициенты перегрузок. Укажем только на два
таких коэффициента перегрузки — от веса
гололеда на проводах и тросах, который равен 2,0, и от
давления ветра на провода и тросы, покрытые
гололедом— 1,4. За исходные климатические условия
принята толщина стенки цилиндрической формы
гололеда плотностью 0,9 г\см? и скоростной напор
ветра при гололеде, равный 0,25 его максимального
значения для данного района климатических
условий (РКУ) при отсутствии гололеда.
Анализ работы опор линий электропередачи
в условиях эксплуатации, а также многочисленные
Влияние гололедных отложений на проводах
и тросах ВЛ на прочность одностоечных
железобетонных опор
42
л.
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

данные о природе гололедных образований на
проводах и тросах показывают, что приведенные выше
сочетания климатических условий и коэффициентов
перегрузок не совсем правильно оценивают
фактически действующие на опоры изгибающие моменты.
Ниже приведены расчетные и фактические
нагрузки от гололеда при повреждении трех ВЛ
ПО кву запроектированных для IV РКУ,
смонтированных на опорах ПБ-30 (провод АС-185, трос
С-50, длина пролетов 140—145 м).
Фактор нагрузки
Расчетные
Фактические
Вес гололедных отложений, кг/м 4,4 3,2
Размер гололедных отложений по вы- 83 140
соте вместе с проводом, мм
Скорость ветра, м/сек 15 9—16
Расчетный ветровой пролет, м 145 140—145
Из приведенных да«ных видно, что
фактические весовые нагрузки от гололеда в 1,38 меньше
расчетных, т. е. опоры не должны разрушаться.
Однако из-за одностороннего образования
гололеда, приведшего к увеличению парусности провода
в 1,67 раза, фактические изгибающие моменты на
опору превысили расчетные в 1,37. Толщина стенки
цилиндрической формы гололеда, пересчитанная
в соответствии с выражением [Л. 2] в=25,5 мм,
а высота гололеда вместе с проводом #1=70 мм,
т. е. на 13 мм меньше расчетной величины.
Отношение фактической высоты гололедного
отложения #ф к высоте #1 отложения, приведенного
к цилиндрической форме
Кпп
'ОД
//ф
н7'
0)
можно назвать коэффициентом односторонности.
В рассматриваемом случае &Од=2,0.
Установлено [Л. 3, 4], что образование осадков
происходит с наветренной стороны проводов,
причем при поперечных ветрах образуется
односторонний гребешок (рис. 1), имеющий форму клина или
трапеции. С развитием процесса образования
гололеда вес осадка увеличивается и за счет силы Р,
закручивающей провод, гололедное отложение
принимает форму эллипса, большая ось которого
наклонена к горизонту на некоторый угол ф. Исходя
из этого, можно с достаточной точностью
определить коэффициент односторонности &0д
аналитически.
Величина крутящего момента, возникающего
при закручивании провода, может быть определена
с одной стороны [Л. 3] как
//2
М =| пг сое уЛх,
(2)
Р_
2
(3)
с другой стороны [Л. 4]
где М — крутящий момент на расстоянии х от за
жима; т —момент, приходящийся на единицу
длины провода, определяемый из выражения [Л. 3]
1п<е(х+-г)=8^г-
\|? — угол закручивания; й — диаметр провода;
а — расстояние от центра тяжести отложеиия до
провода; Я — вес отложения на проводе в пролете;
Ос —модуль сдвига; /р — момент инерции; / —
длина пролета.
Сравнив (2) с (3) и произведя несложные вы-
числения, найдем:
8СС/Р соз ф 1п х% (^-+—] й
а =
ТГ
"""" ■ л » МЛС»
Задаваясь углом закручивания и выражая Р
через величины а, й, I и ро (удельный вес
гололеда), можно определить величину а и отсюда
толщину одностороннего гребешка А. Высота
отложения в этом случае определится из выражения:
Н = А 51ПЯ|>, ММ.
(5)
Определив толщину стенки гололеда &,
приведенного к цилиндрической форме по известному
выражению [Л. 2], найдем- коэффициент
односторонности:
Выполненные по этой методике расчеты при
г|)=45° дают значения /г0д=2ч-3, что хорошо
согласуется с данными фактических наблюдений за
образованием гололеда на проводах линий
электропередачи.
За период 1953—1966 гг. из 366 случаев
образования гололеда на ВЛ Донбассэнерго в 41 случае
профиль отложений имел цилиндрическую форму,
в 191—коэффициент односторонности был равен
1,1—1,95, в 134 случаях — &Од^2,0. При этом в
последней группе гололед был отмечен 14 раз, смесь
гололеда со снегом — 68, изморозь — 52.
Несмотря на то, что иногда коэффициент
односторонности достигает 3—4, оптимальной
величиной его можно считать 2,0, так как &Од>2,0 имеет
место преимущественно при образовании изморози
(сравнительно редко при образовании смеси
гололеда со снегом), объемный вес которой невелик и
изгибающие моменты от весовых нагрузок поэтому
незначительны.
Влияние одностороннего образования гололед-
но-изморозевых отложений на величину
изгибающих моментов (рис. 2), действующих на опору
ПБ-30 в зависимости от РКУ, проверялось
расчетным путем (длина пролета принималась равной
10б м, провод АС-185, трос С-50). Исходные
климатические условия и нормативные нагрузки
принимались в соответствии с [Л. 5]. Расчетные
нагрузки и изгибающие моменты * определялись
Рис. 1. Развитие профиля гололедных отложений.
* Расчет выполнен по методике, изложенной в книге
К. П. Крюкова, А. И. Курносова, Б. П.
Новгородцев а «Конструкции и расчет опор линий электропередачи»,
изд-во «Энергия», 1964.
Пая, 1970
43

3
1 .
'Ё^
^=^
^ 'а
2а
Л
1.^
Ь
Рис. 2. Кривые зависимости изгибающих моментов от толщины
стенки гололеда.
/ — результирующие моменты, определенные с учетом коэффициента
односторонности (Л4|); /а —моменты от поперечных сил для тех же
условий расчета; /б — то же, от весовых нагрузок на стрелы прогиба
стойки; 2 — результирующие моменты, определяемые по СНиП )(М2);
2а — моменты от поперечных сил для тех же условий расчета; 26 — то
же, от весовых нагрузок на стрелы прогиба стойки; 3 — соотношение
моментов М\/М2.
с учетом коэффициентов односторонности ,(Л0д=
= 2,0) — вместо коэффициента перегрузки от
давления ветра на -провода и тросы — и перегрузки от
веса гололеда — 1,0 (кривая /); остальные
коэффициенты, а также коэффициенты перегрузок для
кривой 2 принимались в соответствии с [Л. 1].
Из анализа кривых рис. 2 следует, что расчет
опор без учета односторонней формы образования
гололеда на проводах и тросах приводит к
занижению величии изгибающих моментов, действующих
на опору в области малых гололедов (II—1УРКУ),
примерно в 1,3—1,4 раза по сравнению с
возможными фактическими изгибающими
моментами.
В дальнейшем при росте гололедных нагрузок
(для особых районов) соотношение между
фактическими возможными моментами и 'моментами,
полученными с учетом коэффициентов по [Л. 1],
начинает уменьшаться (кривая 3) и даже становится
меньше 1,0. Сравнивая кривые 2а и 26 в области
особых гололедов, видим, что при некоторых
весовых нагрузках моменты от них на стрелы прогиба
стойки резко увеличиваются и даже значительно
превосходят моменты поперечных сил. Это
объясняется тем, что моменты от поперечных сил
пропорциональны величине этих сил, в то время как
моменты от весовых нагрузок имеют квадратичную
зависимость.
Если учесть, что вес гололедных отложении на
проводах и тросах искусственно увеличивается
в 2,0 раза против нормативного, то в осо5о
гололедных районах расчетные моменты на опору,
полученные по [Л. 1], значительно завышаются по
сравнению с фактически возможными, именно за
счет резкого возрастания моментов от весовых
нагрузок на стрелы прогиба стоек.
Влияние весовых нагрузок характеризуется
кривыми, приведенными на рис. 3, представляющими
собой зависимости изгибающих моментов на опору
ПБ-30 от длины пролета при постоянном весе
гололеда (провод АС-185, трос С-50). Кривая / постро-
44
Ю0 ПО КО ПО 1<+0 м
Рис. 3. Кривые зависимости изгибающих моментов от длины
пролета.
/ — фактический профиль гололедных отложений; 2 — приведенный
(цилиндрический) профиль отложений.
ена для профиля и веса гололеда,
зафиксированных в «момент повреждения В Л, а кривая 2— после
приведения этого профиля к цилиндрической
форме с толщиной стенки 25,5 мм и определения
расчетных нагрузок согласно [Л. 1].
Из анализа кривых рис. 3 следует, что с
увеличением длины пролета (весовой нагрузки) опора
ПБ-30 работает «а пределе устойчивости, уже при
длине пролета 110 ж, ц то время как при расчете
с учетом коэффициента односторонности /год=2,0 и
коэффициента перегрузки по весу 1,0 (т. е. по
фактическим размерам гололеда) устойчивая работа
имеет место при длине пролета 125 м. Этим
объясняется тот факт» что на поврежденных ВЛ на
отдельных анкерных участках с длиной
промежуточного пролета 110 м не было обнаружено не
только поломанных опор, но и не отмечено следов
их остаточной деформации.
Таким образом, в особо гололедных районах
применение коэффициента перегрузки от веса
гололеда согласно [Л. 1] приводит к завышению
изгибающего момента на опору по сравнению с
фактически возможным, а, значит, неоправданно
увеличивает количество опор на ВЛ.
ВЫВОДЫ "~
1. При расчете опор В Л на прочность следует
учитывать коэффициент односторонности формы
гололедно-иаморозевых отложении на проводах и
тросах.
2. Применяемые в настоящее время для опре*
деления расчетных нагрузок на опоры
коэффициенты перегрузок от веса гололеда (2,0) и от давления
ветра на провода и тросы, покрытые гололедом
(1,4), приводят к занижению изгибающих
моментов в I—IV РКУ и завышению — в особых районах.
3. При расчете опор за исходные климатические
условия необходимо принимать нормативы,
определенные ПУЭ. При этом коэффициент перегрузки от
веса гололеда на проводах и тросах должен
приниматься равным Г,0; вместо коэффициента
перегрузки от давления ветра на провода и тросы,
покрытые гололедом, необходимо учитывать коэффициент
односторонности Аод=2,0. Остальные
коэффициенты перегрузок должны определяться согласно
СНиП.
4. Необходимо внести уточнения допускаемых
длин ветровых пролетов в паспорта существующих
унифицированных опор линий электропередачи.
■—-———-————— ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

УДК 621.311.153:643/645
Исследование жилищно-бытовой нагрузки
Ереванской городской электрической сети
Инженеры Е. А. НЕРСЕСЯН, А. А. ЧАХМАХЧЯН, Л. П. ХОЕЦЯН
За последние годы проводились исследования
по электрическим нагрузкам жилых зданий
Академией коммунального хозяйства им. К. Д.
Памфилова, Гипрокоммунэнерго, Энергосетьцроект,
Мосэнерго, ЛИЭИ, Ленэнерго и другими
организациями, результаты которых освещались в литературе.
Эти работы позволили уточнить количественные
оценки существующих норм электрических
нагрузок [Л. 1, 2] и определить темпы их прироста. В
более удобной форме для использования удельные
расчетные нагрузки жилых домов независимо от
числа жителей города и его географического
положения даны в {Л. 3]. Исследования
жилищно-бытовой нагрузки городской электрической сети с 1964
по 1969 гг. проведены и в г. Ереване. Цель этого
исследования — уточнение удельных нагрузок и
электропотребления на освещение и быт жилых
помещений, годового числа часов использования
максимума нагрузки, определение среднего уровня
насыщенности семей электробытовыми приборами
в условиях Еревана, а также изучение факторов,
влияющих на величину и рост нагрузки.
Исследования производились на базе
лаборатории электрических сетей Армянского
научно-исследовательского института энергетики, Ереванской
городской электрической сети, электротехнического
отдела Ереванпроекта и отдела коммунальной
энергетики Армянского отделения Энергосеть-
проекта.
Основа методики исследования базировалась
на выборочном обследовании жилых квартир
(семей) для выявления удельных годовых
электропотреблений на жилищно-бытовые нужды; на
фактических измерениях для выявления внутриквартир-
ных удельных величин нагрузок; на математической
обработке данных обследований и измерений и
анализа окончательных результатов.
Обследование жилых квартир. Для определения
количества объектов, подлежащих обследованию,
был использован метод малых выборок [Л. 4], при
котором количество в группе домов, находящихся
в одинаковых условиях, должно быть не менее че-
тырех-восьми с количеством квартир в каждом
доме не менее 20—30. Исследованием ЛИЭИ
установлено, что такая выборка позволяет получить
средние удельные показатели с ошибкой не более
5-10%.
В качестве объектов обследования были
выбраны характерные участки города с жилыми домами
ЛИТЕРАТУРА
1. Строительные нормы и правила, ч. II, разд. И, гл. 9,
Стройиздат, 1963.
2. Труды ВНИИЭ, вып. 10, т. I, ««Гололедные нагрузки
воздушных линий электропередачи в СССР», Госэнергсмздат,
1960.
с газификацией быта и при отсутствии газификации
с центральным или печным отоплением.
Рассматривались квартиры только с посемейным заселением.
При выборе этих участков учтены разновидность
благоустройства и уклады населения, газификация
и степень электрификации быта, этажность и
месторасположение домов. Были исследованы дома в
малооживленных, среднеоживленных и наиболее
оживленных зонах города. Выявлены жилая
оплачиваемая площадь, количество членов семьи и их
профессия, уровень материальной обеспеченности,
степень пользования столовыми и прачечными.
Для установления средних значений удельных
нагрузок и электропотреблений на 1 ж2 и на одного
жителя были собраны данные годового расхода
электроэнергии обследуемых квартир.
Для выявления процента прироста расхода
электроэнергии на бытовые нужды рассматривались
данные электропотребления по одним и тем же
объектам на период 1964—1966 гг.
Из анализа статистических данных следует, что
разница электропотребления среди
малооживленных и среднеоживленных зон незначительна, а
среди малооживленных и наиболее оживленных —
существенна. Данные обследования были обработаны
методами математической статистики для каждого
года и характерных районов отдельно. Результаты
исследования данных расхода электроэнергии
жилых помещений после математической обработки
приведены в табл. 1.
Среднегодовой рост расхода электроэнергии на
жилищно-бытовые нужды колеблется от 3 до 6%.
За 1966 г. среднегодовое потребление
электроэнергии на одну квартиру составляет 1028 квт-ч для
негазифицированных зданий и 752 квт-ч для
газифицированных зданий. Следует обратить внимание
на эти же удельные величины, полученные другими
организациями [Л. 5], равные 950 и 730 квт-ч для
негазифицированных и газифицированных зданий
соответственно. По количеству проживающих людей
в обследованных домах был установлен
среднегодовой расход электроэнергии на одного человека —
238 кет - ч.
Как видно из табл. 1, наибольший рост годового
расхода энергии приходится на квартиры с
центральным отоплением без газификации быта. При
газификации быта расход электроэнергии
снижается в среднем на 20% для летних месяцев и на
35% для зимних месяцев. Следует отметить, что
3. В. В. Б у р с д о р ф, «Сооружение и эксплуатация линий
электропередачи в сильно гололедных районах», Госэнергоиз-
дат, 1947.
4. В. Е. Б у ч и н С1К и й, Гололед и борьба с ним, Гидро-
метпидат, Л., 1960.
5. Правила устройства электроустановок, изд. 4-е, изд-во
«Энергия», 1965.
Май, 1970
45

Таблица I
Отопление жилых
помещений
Среднегодовой расход электроэнергии, квт-ч
за 1964 г.
на

квартиру
на \м*
на
одного

человека
за 1905 г.
на

квартиру
на 1л<2
на
одного

человека
за 1960 г.
на

квартиру
на \м*
на
одного

человека
о о
<ч се и
О х
Ь ш Я
н я о.
Для уточнения
средних величин
коэффициентов оснащенности
приборов и вероятности
их участия в максимуме
нагрузки в течение 1968—
1969 гг. были проведены
дополнительные
обследования бытовых
электроприемников. Результаты
исследования после
математической обработки
данных приведены в табл. 2.
Уровень оснащенности
семей различными
бытовыми приборами зависит
от местных климатиче-
применение газа для бытовых нужд загрязняет ских условий, культурного уровня населения и т. -п.
воздух продуктами сгорания, ухудшает санитарно- для количественной оценки полученные данные
гигиенические условия в жилых помещениях. Во охвата приборов сопоставлены с теми данными
избежание этого должны применяться необходимые [л. 10], которые цриведены для газифицированных
меры по усовершенствованию горелок газовых плит, и негазифицированных зданий отдельно. Из элек-
Печное, без
газификации быта
Центральное, без
газификации быта
Печное или центральное
с газификацией быта
Всех районов,
независимо от характера
помещений
892
967
698
864
31,6
35,8
24,8
31,2
207
256
174
216
928
1009
719
899
32,9
37,4
25,6
32,4
216
268
180
225
980
1076
752
950
34,7
39,8
26,7
34.3
228
285
187
238
9,9
11,1
7,4
10,0
изготовлению специальных устройств для отвода
продуктов сгорания газа в дымоходы, установлению
оптимального состава бытового газа и переходу на
беспламенные горелки. Для городов, не имеющих
природного газа, рекомендуется применение
кухонных стационарных электроплит [Л. 6].
При исследовании необходимо было определить
влияние численности семьи «а величину удельного
показателя. Для этой цели были построены кривые
зависимости расхода электроэнергии от числа
членов семьи и характера энергоносителя (рис. 1).
Из рис. 1 следует, что численность семьи при
газификации быта оказывает меньшее влияние на
среднегодовой расход электроэнергии, чем при ее
отсутствии.
На удельные величины электропотребления
влияет также уровень электрификации жилых
домов. Детальным обследованием 1 110 квартир в
течение 3 лет установлены тип и средняя
включенная мощность применяемых приборов [Л. 7, 8],
оснащенность семей этими приборами и ее рост
за 3 года. Были приняты 12 видов нагрузок
наиболее распространенных в настоящее время
бытовых приборов, собраны анкетные данные степени
использования отдельных приборов в течение
зимних суток, изучен характер их работы и построены
типовые графики нагрузок этих приборов [Л. 9].
юге квт-ч
г з
*
4_1
5 6 7 9 $ У0
Количество челобск 8семье
Рис. 1. Кривые зависимости расхода электроэнергии от числа
членов семьи для жилых домов с газификацией быта (У) и
без нее (2).
— — эммрическяя линия; теоретическая кривая.
троприемников культурно-бытового обслуживания
за последние годы широкое применение нашли
радиоприемники, особенно телевизоры, которые
оказывают значительное влияние на общую нагрузку
сети. Большой процент составляет увеличение
числа холодильников. Широко распространены и
стиральные машины. Из табл. 2 следует, что на число
приборов влияет также наличие газа. Расчетная
мощность на квартиру по всем видам приведенных
приборов составляет в среднем около 0,39 и 0,63 ква
для жилых домов с газификацией быта и без нее
соответственно.
Фактические измерения электрических нагрузок
жилых домов. Для снятия суточных графиков
нагрузок жилых домов, проверки удельных величин
электропотребления, для определения удельных
нагрузок и числа часов использования максимума
нагрузки были измерены фактические нагрузки
обследованных жилых домов. В течение 1965—
1967 гг. проводилось от четырех до девяти
измерений в каждом доме в различные дни зимнего
максимума, что обеспечивало необходимое
количество измерений, при экспериментальном исследовании
электрических нагрузок (Л. 11]. Для уточнения
удельных норм расчетных нагрузок жилых зданий
в течение 1968—1969 гг. персоналом центрального,
южного и северного эксплуатационных районов
Ереванской городской электрической сети были
проведены повторные измерения.
По результатам получасовых измерений были
построены суточные графики нагрузок отдельных
домов и усредненные графики для жилых домов
с газификацией быта и без нее (рис. 2). Это
типовые графики бытового электропотребления с
утренним максимумом в 8 ч, составляющим 40% и 60%
вечернего максимума в 20 ч для газифицированных
и негазифицированных зданий соответственно. Из
анализа суточных графиков следует, что
максимальная нагрузка жилых домов появляется зимой
от 19 до 21 ч.
Из многочисленных графиков нагрузок следует,
что максимальная нагрузка жилых домов
колеблется в большом диапазоне и является случайной
величиной. Это объясняется той характерной
чертой бытовой нагрузки, что она состоит из болыпо-
46
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Электробытовые приборы и
освещение
Освещение
Радиоприемники, радиолы,
магнитофоны
Телевизоры
Холодильники
Пылесосы и полотеры
Стиральные машины
Утюги
Плитки
Духовки
Чайники, кастрюли, самовары
Радиотовары, камины,
рефлекторы
Прочие неучтенные приборы
Итого:
Средняя

включенная
мощность. §а
310
85
160
144
425
386
360
672
646
540
490
900
Средняя
вероятность
участия в
максимуме
0.80
0,30
0,50
0,20
0,05
0,07
0,08
0,32
0,05
0,15
0.10
0.10
Жилые дома с газификацией
быта
Количество приборов
семей, шт.
по данным
обследования
на январь
1964 г.
100
69
54
30
23
14
58
—
—
—
—
—
на январь
1969 Г.
100
77
70
59
30
30
60
—
—
—
—
20
на 100
по данным
[Л. 101
В 1964 Г.
100
55
71
50
19
14
61
—
—
—
—
—
Расчетная
мощность
на
квартиру (1969 г.),
$а
248,0
19,6
56,0
17,0
6,4
8,1
17,3
—
—
—
18,0
390,4
Та
Жилые дома без
газификации быта
Количество приборов
семей, шт.
по данным
обследования
на январь 1 на январь
1964 г. 1969 г
100
70
51
27
12
22
90
93
12
8
—
—
100
76
69
48
20
45
96
98
21
12
8
20
иа 100
по
данным
1Л.101
в
1964 Г.
100
68
60
17
7
45
97
98
20
5
—
—
блица !
Расчетная
мощность
(1969 г.).
§а
248,0
19,4
55,2
13,8
4,3
12,2
27,6
210,7
6,8
9,7
3,9
18,0
629,6
го числа мелких электроприемников, которые
случайным образом могут быть включены или
отключены в зависимости от трудовых и бытовых
режимов населения. На изменение режима нагрузки
могут влиять и другие факторы, например
естественное освещение и погода, учет которых трудно
вести из-за их неустойчивости. Поэтому для
оценки максимальных нагрузок более целесообразно
применять методы теории вероятностей и
математической статистики, которые позволят выявить
законы их распределения и определить их
числовые характеристики. По данным измерения были
построены статистические ряды и полигоны
распределения максимальной нагрузки, которые были
проверены на согласованность с нормальным
законом распределения с помощью критерия
Колмогорова. Указанные статистические ряды хорошо
выравниваются с кривой нормального закона, для
которого достаточно было знать лишь моменты
первых двух порядков: статистическое среднее и
среднеквадратическое отклонение максимальной
нагрузки. Обработка и анализ результатов измерения
позволили установить существующий уровень зна-
Таблица 3
Показатели
Жилые дома
без
газификации
быта
Среднее годовое потребление
электроэнергии на одну квартиру,
квт-ч
Вариация, %
Среднее удельное суточное
потребление электроэнергии на
квартиру, кет-к.
Вариация, %
Удельная максимальная
нагрузка на квартиру, ква
Коэффициент заполнения
суточных графиков нагрузки
Годовое число часов
использования максимума
1028
45
4,8
30
0,63
0,5
3204
с
газификацией
быта
752
54
3.2
35
0,39
0.4
2 777
Для
всех
домов
900
50
4.0
33
0,52
0.45
3014
чений нагрузок для условий г. Еревана. Результаты
исследования и расчет показателей приведены
в табл. 3.
Путем деления величин электропотребления на
нагрузку в часы максимума получили
среднесуточное число часов использования максимума. Эта
величина в январе 1969 г. доходила до 8,0 для
газифицированных домов и до 9,1—для негазифици-
рованных домов.
Из состава жилищно-бытовой нагрузки были
сняты электросиловые нагрузки лифтов, насосов
для «подкачки воды, котельных и освещения
лестничных клеток, поэтому этажность не повлияла на
удельные нагрузки квартир. Этот фактор,
безусловно, будет влиять на показатели всего дома в целом.
Из табл. 3 следует, что средняя удельная
максимальная нагрузка в квартирах без газификации
быта в 1,6 раза больше, чем в квартирах с
газификацией быта. Сравнение этой величины,
полученной по данным настоящей работы, с данными [Л. 4]
для различных городов, приведено в табл. 4.
Таким образом, основные факторы, влияющие
на удельные нагрузки жилых помещений, —
наличие газа в квартирах, способ отопления (печное
или центральное) и уровень электрификации быта.
В г. Ереване широко применено частичное электро-
пищеприготовление. Стационарные кухонные элек-
80
60
ЬО
20
\
1
)
^'
\
V,
А
^
(
\
/
\
\
1
о * в 12 /* го гьч о * в п и ю г**
а) а>
Рис. 2. Зимние суточные графики нагрузок жилых домов
с газификацией (а) и без нее (б).
Май. 1970
47

Таблица 4
Город
Москва
Ленинград
Красноярск
Удельная
максимальная
нагрузка на квар -
тиру для
жилых здания.
с
газовыми
плитами
0,30
0,29
с
огневыми
плитами
0,43
Город
. Севастополь
Тбилиси
Ереван
Удельная
максимальная
нагрузка на
квартиру, для
жилых зданий.
ква\
с
газовыми
плитами
0,28
0,31
0,39
с
огневыми
плитами
0,40
0,63
троплиты и кондиционирование воздуха жилых
помещений еще не вошли в быт населения города.
Результаты исследования после
математической обработки позволяют рекомендовать удельные
нагрузки жилых зданий в зависимости от числа
квартир (табл. 5).
Полученные результаты (см. табл. 2, 3, 5)
уточняют величины основных показателей и удельных
норм расчетных нагрузок, приведенные в работах
[Л. 7, 12(|.
ЛИТЕРАТУРА
1. Указания по проектированию городских электрических
сетей СН-167-61, Госстрой СССР, 1961.
2. Правила устройства электроустановок, изд-во
«Энергия», 1966.
3. Г. В. Сербиновский, Р. Я. Федосенко,
Электрические нагрузки жилых зданий, «Электрические станции*,
1966, № 8.
Ново»—реве сияй ■оямтвжимчвсммй институт — Иркутскэнерго
Линии электропередач и другие присоединения
500 кв связаны с остальной частью подстанции
через два выключателя. Трансформаторы тока
непосредственно на присоединениях (линиях, силовых
трансформаторах) не устанавливаются. Защиты
включаются на сумму вторичных токов. В этом
случае при внешнем по отношению к присоединению
к. з. ток, протекающий по входным цепям релейной
защиты, определяется током к. з. линии и током
небаланса, обусловленным сквозным током к. з.
станции (системы). При мощной станции и длинной
линии характер тока небаланса может быть
произвольным.
Ток небаланса резко увеличивается при наличии
в первичном токе к. з. апериодической
составляющей. Поэтому защиты, реагирующие на величину
и фазу вторичного тока, при переходных
процессах внешнего к. з. могут терять ориентацию и
работать ложно. При к. з. на линии большие
погрешности работы т. т. могут привести к
значительному замедлению работы быстродействующих
защит (например, первых ступеней токовых отсечек).
Таблица 5

Характеристика
жилых
зданий
С газовыми
плитами
Без газовых
плит
Расчетные электрические нагрузки жилых зданий {к в а)
на квартиру при числе квартир
5
1.4
2.2
10
1.0
1.6
20
0.8
1.3
30
0,7
1.1
40
0.63
1.0
60
0.58
0,92
100
0,53
0,85
150
0.49
0,79
200
0,46
0,74
400
0.42
0.68
600
0.4
0,65
1000
0.39
0.63
4. В. М. Дмитриев, Применение методов
математической статистики к исследованию электрических нагрузок
городских сетей. Труды ЛИЭИ, 1960, вып. 33.
5. Р. Я. Федосенко, Надежность электроснабжения
и электрические нагрузки, изд-во «Энергия», 1967.
6. Я. М. Червоненкис, В. М. Михайлова,
Технико-экономическое обоснование выбора вида энергии на
бытовые нужды в городах СССР, «Электричество», 1967, № 6.
7. Е. А. Н е р с е с я н, Исследование основных
показателей расчетных нагрузок городских электрических сетей,
«Электричество», 1968, № 10.
8. Е. А. Н е р с е с я н, Формулы для расчета
электрических нагрузок жилых зданий, «Электричество», 1969, № 8.
9. Е. А. Н е р с е с я н, Моделирование на ЭЦВМ
вероятных режимов нагрузки трансформаторов городских сетей
методом статистических испытаний, «Известия» АН СССР,
«Энергетика и транспорт», 1968, № 5.
10. В. М. Михайлова, Р. Я. Федосенко,
Определение нагрузок и расход электроэнергии на бытовые нужды,
Стройиздат, 1966.
И. Е. А. Нерсесян, Применение методов
математической статистики при экспериментальном исследовании
электрических нагрузок городских сетей, «Известия» ВУЗов,
«Энергетика», 1969, X» И.
12. Е. А. Нерсесян, Вероятный метод расчета
мощности трансформаторов городских сетей, «Известия» АН Арм.
ССР, «Технические науки», 1966, № 4.
В схемах релейной защиты для сетей 500 кв
применяются т. т. каскадного типа ТФНКД-500 и
ТРН-500. Методика расчета и анализ переходных
процессов в каскадные т. т. в настоящее время
отсутствуют, что затрудняет разработку селективных
и быстродействующих защит присоединений 500 кв.
Кафедрой «Электрические станции» НПИ при
участии работников службы релейной защиты
Иркутскэнерго проведено исследование переходных
режимов работы каскадных т. т. 500 кв. В основу
исследования положены обширные
экспериментальные данные (более 350 опытов искусственного к. з.),
полученные при испытаниях на Братской ГЭС.
Расчеты производились на аналоговых вычислительных
машинах. Исследование выполнено в следующем
объеме:
проанализированы погрешности одиночного т. т.
для токов к. з. расчетных кратностей (т=10—15)
с максимальной апериодической слагающей при
различных постоянных времени сети (7\«=0,02+
0,24 сек), различных остаточных индукциях кернов
(В0ст=±1 тл) в диапазоне нагрузок от 0 до 2гНОм;
УДК 621.314.224.018.782.3
Переходные режимы работы
каскадных трансформаторов тока 500 кв
Доктор техн. наук А. Д. ДРОЗДОВ,
кандидаты техн. наук Э. В. ПОДГОРНЫЙ, С. Д. ХЛЕБНИКОВ,
инж. А. Н. ВИСЯЩЕВ
48
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

11 *ио»1 7^Х
V ■ ■ ГУУУ
,/»У\4**А^Й^?*
ЧГЭ1
У
'л/
**ам1
1ца*1ь
к
«*
г» *, г; 2*
Рис. 1. Принципиальная электрическая схема каскадного
трансформатора тока 500 кв (а) и его упрощенная схема
замещения (б).
оценено взаимное влияние нагрузок нижних
кернов через цепь промежуточной ступени;
исследовано влияние параметров первичного
процесса, параметров схемы и остаточных
индукций на ток небаланса в дифференциальной цепи
двух т. т. (схема суммирования);
произведено сравнение характеристик
каскадных т. т. с некаскадными т. т. 500 кв типа ТВД-500
и ТДУ-500 в переходных режимах.
Каскадные т. т. ТФНКД и ТРН имеют
одинаковые электрические схемы (рис. 1), отличающиеся
только коэффициентами трансформации по
каскадам: 2000:20:1 (ТРН-500) и 2000:5:1
(ТФНКД-500Ь
Каскадный т. т. (см. рис. 1) имеет мощный
сердечник верхнего каскада.и четыре сердечника
нижнего каскада. Вторичная обмотка сердечника
верхнего каскада включается на общую первичную
обмотку нижних сердечников; полное сопротивление
этой цепи обозначено гп\ (п— промежуточная
ступень). Номинальная нагрузка для нижних кернов
при /г^;Ю% равна 2^=4X75=300 ом, созф=0,8.
Существенным отличием каскадных т. т. от
некаскадных является их высокое внутреннее
сопротивление. Общее сопротивление промежуточной
ступени и нижних обмоток, приведенное к 1 а,
составляет
для ТФНКД гп = 88+/525 ом;
для ТРН 2П = 78+/304 ом.
Поэтому уменьшение нагрузки на нижние керны,
даже их закорачивание, не может значительно
разгрузить верхний сердечник, так как основную часть
его нагрузки составляет сопротивление
промежуточного каскада.
Анализ полной схемы каскадного т. т. показал,
что величина и форма тока промежуточной ступени
практически не зависят от распределения
нагрузки между отдельными нижними кернами, а
определяются суммарной нагрузкой на верхний
сердечник. Это позволило упростить схему замещения
каскадного т. т. В упрощенной схеме (рис. 1,6)
нижний каскад представлен двумя сердечниками.
Один из сердечников имеет реальные параметры,
а другой — эквивалентные параметры трех
остальных кернов. При такой схеме облегчается анализ
переходных режимов, при сохранении основных
особенностей работы каскадных т. т.
Упрощенная схема замещения была положена
в основу математической модели каскадного т. т.
Сравнение осциллограмм, полученных на
модели, с натурными (рис. 2) показало высокую степень
соответствия математической модели реальному
трансформатору: величина и характер переходных
токов во всех контрольных режимах
соответствовали опытным с погрешностью не более 7%.
На рис. 3 представлены полученные на модели
графики зависимостей максимальной токовой
погрешности /{макс или минимальной величины
действующего значения вторичного тока /г* (за базу
принято действующее значение периодической
слагающей тока к. з. при /=0) от сопротивления
вторичной цепи. Графики построены для различных
постоянных времени Т\ при кратности тока к. з.
т=12. Заштрихованные зоны соответствуют
возможным остаточным индукциям в сердечниках от
—1 до -4-1 тл. Приведенные данные показывают,
что при максимальной апериодической слагающей
тока в первичной цепи погрешность трансформации
в переходном режиме очень велика. Наибольшая
погрешность закороченного трансформатора
ТФНКД-500 при 7\=0,24 сек и В0ст= + 1 тл
составляет 74%, а при номинальной нагрузке
сердечников достигает 86%. Трансформаторы ТРН-500
имеют несколько лучшие показатели соответственно
70% и 82%. В диапазоне от 0,5 до 2гНОм кривые
/»макс(2н2) имеют пологий характер, т. е. токовая
погрешность практически не зависит от величины
нагрузки.
Остаточные . индукции существенно влияют на
максимальную погрешность в области малых
нагрузок и особенно при малых постоянных времени.
При номинальной нагрузке и 7\=0,24 сек
индукция благоприятной полярности В0Ст =—1 тл умень-
/ -^^'\/\ЛГVV\лЛГ\ЛЛЛ™V^
/7(7 л
2б/»а
И^и\/\Лл/у\ллллл/\^^
О)
*7 дд/Ц\У\АЛЛЛЛЛЛЛЛ^
'*• 'У—\ д/\лалл^лаллллдАЛЛЛ^
1л
. 26ММ V V V/ V ^
д/\у\АА/\АЛАЛААЛА
-—^/л^^V\/VVгл^^^ЛЛАЛАЛА/VЪ
" 7.5а
150* ф
Рис. 2. Осциллограмма одного из опытов.
а — в натуре; б — на модели.
В опытах трансформатор I: нагрузка 21н2"г2н2""° (выходные зажимы
закорочены); 25—г4—г—Б ом (активное сопротивление); остаточные
индукции 231—1 тл, В1_4——1 тл; трансформатор II: нагрузка
номинальная «з—2в-2;—2в«*15 ом, сое ф-0,8. Остаточные индукции В11——1 тл.
В^—! тл. (Значения токов — максимальные.)
Май, 1070
49
4 Электрические станции № 5.

1и6(дейст6.}
СИ се к
№Ьсек
Рис 3. Зависимость максимальной токовой погрешности
каскадных т. т. в переходном режиме от нагрузки т. т. и
постоянной времени первичной цепи.
а — ТФНКД-500; б —ТРН-500.
Верхние границы соответствуют Вост——1 тл, нижние — 80ст- + 1 тл.
шает максимальную токовую погрешность всего на
4% в ТФНКД и на 3% в ТРН.
Кривые /2*(2нг)э построенные для 7\ = оо,
определяют минимальный вторичный ток (т=12)
каскадного т. т. при предельном насыщении. Он
составляет 14% периодической слагающей тока к. з.
для закороченного ТФНКД-500 и 19%—для
ТРН-500.
Изменение вторичного тока /г# во времени
представлено на рис. 4. Из графиков видно, что через
время /«37\ токовая погрешность уменьшается до
10%.
Оценка влияния нагрузки сердечника 2—4
(эквивалентного трем кернам реального т. т.) на
трансформацию тока по первому керну производилась
моделированием переходных режимов при
номинальной нагрузке 2щом = 75 ом, созф=0,8 и
изменении 22гЧ в диапазоне от 0 до 2^2-4 ном-
Установлено, что это влияние сравнительно
невелико. Например, лри трансформации
12-кратного тока с предельной апериодической слагающей и
7*1=0,24 сек разность вторичных токов первого
керна при 22-4=0 и г2-4=450 ом равна 12%. При
практических расчетах по выбору нагрузок на
сердечники можно пренебречь их взаимным влиянием,
если общая нагрузка каскадного т. т. не превышает
номинальную.
Большие токовые погрешности каскадных т. т.
могут обусловить значительные токи небаланса при
внешнем к. з. в защитах присоединений 500 кв,
выполненных с двумя т. т. на присоединение. Ре-
0 0.1 02 03 ЦЬ 0,5 сек 0 01 0,2 0.3 #4 (15се К
Рис. 4. Кривая изменения действующего значения вторичного
тока во времени при трансформации тока с предельной
апериодической составляющей (кратность тока х. з. от» 12).
в — *Л-0. Довт—-1 тл; б — гыг-7Ь ом, сов ф-0.8. Вост-*1 тл.
ТФНКД-500. ТРН-500.
80 ом
Рис. 5. Зависимость апериодического тока небаланса от
сопротивления дифференциальной цепи (/'к.з=12 а, 7*1=0,24 сек).
а — при различных остаточных индукциях в симметричной схеме; б —
при неблагоприятном сочетании факторов.
/ — первый период; // — второй период.
жим сквозного к. з. соответствует малой нагрузке
т. т. (основной нагрузкой являются
соединительные кабели). При этом погрешность работы т. т. и
ток небаланса сильно зависят от остаточных
индукций сердечников.
О величине токов небаланса можно судить по
графикам рис. 5. Кривые /нб(2д) получены «а АВМ
при моделировании дифференциальной схемы двух
т. т. для параметров защит Братской ГЭС. На рис. 5
показаны кривые токов небаланса при различной
остаточной индукции т. т. В расчетах В0ст1= + 1 тл,
#остп =—1 тл, сопротивления плеч
дифференциальной схемы (л, гъ) и сопротивления нагрузо,к
эквивалентных сердечников равны (гг-ъ гв-в).
г\ = г5 = 13,4 ом; г2-4=/в-в=43,7 ом.
Графики на рис. 5 построены для наиболее
неблагоприятного сочетания условий: максимальные раз-
нополярные индукции, максимальный разбаланс
ш|еч, максимальное различие нагрузок. Из
графиков видно, что действующие значения первого и
второго периодов тока небаланса соизмеримы с
периодической слагающей тока к. з. (//к.з=12 а).
Особенностью максимального тока небаланса,
представленного на графиках рис. 5, является его одно-
полярный характер.
Большое сопротивление дифференциальной цепи
(цепи суммирования токов для линии) уменьшает
первые пики тока небаланса, однако их величина
при реальных параметрах схем остается
значительной. Начиная с третьего периода, ток небаланса
резко уменьшается, так как насыщается второй т. т.
При этом апериодическая составляющая в нем
убывает и величина тока небаланса не превышает
(0,15—0,2) /'к.з при 2б=0 и (0,1—0,15)/к.з при 2Д=
=90 ом. Эти значения можно принимать как
расчетные при выборе токов срабатывания первых
ступеней отсечек и пусковых органов защит
присоединений 500 кв, если последние отстроены от
апериодических токов.
Для обеспечения селективной работы защиты
присоединений 500 кв в переходных режимах к. з.
с учетом неблагоприятного сочетания факторов
могут быть использованы следующие мероприятия:
1. Отстройка мгновенных токовых отсечек по
времени от первых периодов максимального
(апериодического) тока небаланса и по уставке от
периодического тока небаланса. В этом случае полное
время срабатывания защиты (с учетом
промежуточного реле) должно быть не менее 0,06 сек.
50
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

2. Применение в качестве пусковых органов
реле, отстроенных от переходных режимов с
апериодическим составляющим, например, реле РНТ.
3. Блокирование при внешних к. з. защит
присоединений 500 кв с помощью реле с торможением.
4. Улучшение характеристик эксплуатируемых
т. т. установкой шунтирующих дросселей,
специальных фильтров и пр.
5,. Установка третьего дополнительного
выносного т. т. на линии.
6. Разработка новых т. т. 500 кв со значительно
меньшими погрешностями при работе в переходных
режимах. Возможность создания таких т. т.
вытекает из анализа переходных погрешностей
некаскадных т. т. типа ТВД-500, ТДУ-500, встроенных
в выключатели. Эти т. т. имеют сопротивление
вторичной обмотки, равное 20—25% суммарного
сопротивления вторичной цепи т. т. при гН2=75 ом
и значительно большую кратность 10%-ной
погрешности (т«200 при 2Н2 = 75 ом).
Расчеты показали, что при нагрузке 2н2 = 75 ом,
созф=0,8, т=12, 7\ = 0,2 сек, В0ст= + 1 тл т. т.
типа ТВД-500-2000/1 и ТДУ-500-2000/1 имеют
максимальную погрешность по трансформации
периодической слагающей тока к. з. не более 20%. При
закороченной вторичной обмотке (режим малой
нагрузки на т. т. имеют место при внешнем по
отношению к присоединению к. з.) т. т. ТВД-500 и
ТДУ-500 не насыщаются.
ВЫВОДЫ
1. Верхний сердечник каскадного т. т. нагружен
большим активным сопротивлением обмоток.
Суммарное активное сопротивление промежуточной
ступени и вторичных обмоток нижних сердечников,
приведенное к 1 а, составляет около 100 ом. Это
примерно в 10 раз больше активного сопротивле-
Объем вычислительных работ при
проектировании городских электрических сетей в связи с
большим жилищно-бытовьш строительством требует
в настоящее время применения для проектных
расчетов современных вычислительных средств, в
частности, ЦВМ, «моделей постоянного тока <и др.
Рассматриваемые в статье алгоритмы расчетов
и программа практически без изменений могут быть
использованы как для расчета замкнутых, так и
разомкнутых схем. Однако излагается ее
применение к замкнутым, как наиболее сложным схемам
коммутации.
Первоначальной стадией «проектирования
является формирование схемы сети на плане застройки
района, три этом удобно использовать модель
постоянного тока, обеспечивающую достаточную точ-
ния некаскадных втулочных т. т. ТВД-500-2000/1,
ТДУ-500-2000. Кроме того, сечение одного
сердечника т. т. ТВД и ТДУ примерно в 2 раза больше
общего сечения и верхнего сердечника каскадного
т. т. Высокое внутреннее активное сопротивление
является главным недостатком каскадных
трансформаторов- тока и обусловливает значительные
погрешности трансформации в переходном режиме.
2. Максимальная токовая погрешность
каскадных т. т. ТФНКД-500 и ТРН-500 при 12-кратном
токе к. з. с максимальной апериодической
слагающей и первичной постоянной времени 7*1 = 0,2 сек
составляет:
при номинальной нагрузке 2^=4X75 ом, со5<р=
= 0,8, (г макс в 80% ;
при закороченных нижних кернах (2н280)
Ц макс^70 /о.
Последнее обусловлено большим активным
сопротивлением обмоток.
Максимальная токовая погрешность т. т.
ТВД-500 и ТДУ-500 при тех же режимах
составляет /< макс «20%; /, = 0.
Указанные величины погрешностей получены
в результате расчетов на аналоговых
вычислительных машинах и подтверждаются экспериментами
на Братской ГЭС.
3. Приведенное сравнение каскадных и
некаскадных т. т. показывает, что каскадные т. т. имеют
намного худшие характеристики и что не всегда
возможно обеспечить селективную работу с
требуемой чувствительностью и быстродействием в
переходных режимах с постоянными времени 7*1 =
= 0,1—0,2 сек при существующих конструкциях
(ТФНКД, ТРИ).
Для мощных электростанций необходимо
разработать новые т. т. на 500 кв с характеристиками,
которые должны быть не хуже, чем у т. т. типа
ТДУ-500, ТВД-500.
УДК 621.316.11:681.142
Канд. техн. наук Ю. А. ФОКИН
Московский морготкчоснмй институт
ность расчетов при выборе конфигурации сети. Но
при создании соответствующих алгоритмов и
программы для этой же цели могут быть применены
ЦВМ.
Далее рассматривается один из этапов
проектирования с применением ЦВМ — выбор сечений
линий и номинальных токов плавких вставок по
параметрам нормальных и послеаварийных режимов
расчет токов к. з. м проверка селективности работы
предохранителей. Для этого этапа возможно
создание единой комплексной программы, основой
которой является расчет с использованием матрицы
коэффициентов распределения.
Математическая модель нагрузки и алгоритм
расчетов. Математической моделью, наиболее
полно описывающей суточный процесс изменения
Расчет на ЦВМ сложных городских
электрических сетей напряжением до 1000 в
Май, 1970
А9
^
51

Нагрузки б любом элементе электрической сети,
в общем случае .можно считать нестационарную
случайную функцию. Как показали .исследования, для
целей определения наибольших расчетных значений
нагрузки в период максимума ее с приемлемой
точностью можно заменить случайной величиной
с нормальным законом распределении.
Обработка регистрограмм токовых'нагрузок
показала, что между «случайными величинами
нагрузок городских сетей до 1 000 в в период максимума
коэффициент корреляции в среднем равен 0,4—0,6,
если квартиры с газовыми плитами, и 0,5—0,7,
если—с электроплита»ми.
Согласно существующей «методике [Л. 1],
которая уточняется в настоящее время, расчетные
нагрузки участков линий разомкнутых сетей до
1 000 в, питающих коммунально-бытовых
потребителей, можно определять с учетом коэффициента
одновременности или по удельным показателям,
изменяющимся в зависимости от числа единичных
потребителей. Эти зависимости получены по
огибающим наибольших измеренных получасовых
максимумов нагрузок [Л- 2], причем случайные ©ели-
чины Ярм — максимально возможные получасовые
значения нагрузок вводов с различным числом
квартир — взаимно независимы и распределены по
нормальному закону.
По этим данным невозможно представить
полную вероятностную картину вариаций нагрузок при
различном числе единичных .потребителей, хотя для
периода максимума нагрузки но наибольшим
значениям «получасовых максимумов [Л. 1] это можно
сделать, воспользовавшись следующим приемом.
Пусть по линии городской сети получает
электроэнергию п вводов, к каждому из которых под-
*
ключено пф единичных потребителей. Тоща
расчетная нагрузка на головном участке линий равна'
р*=рАьп<
(1)
•=1
или
[!,"•
,*с.+
-и
^ • в<о ет I ^) в« ву сч> с» » * <
«=1 «о<»
(2)
где Р„ и а—соответственно математическое ожи-
дание (среднее значение) и среднеквадратическое
отклонение нагрузки в-го ввода; 0 — нормированное
среднеквадратическое отклонение может быть принято
равным 2 — 3 в зависимости от требуемой степени
надежности результата; р0 — удельная расчетная
нагрузка «единичного потребителя* (квт/квартира)\
— средний коэффициент спроса нагрузки для
й&* —
птр.
1 Здесь и далее не вводится в рассмотрение прочая
нагрузка (ЯВр — т. е. сумма осветительной нагрузки нежилых
помещений и силовой), так как она обычно задается детерми-
рованно.
ш-го ввода [Л.2]; ^вш =
коэффициент вариации
нагрузки ш-го ввода; гшч — коэффициент корреляции
между нагрузкой ш-го и V-го ввода.
Приравнивая правые части выражений (1) и (2) и
» ♦ #
считая па> = п^ = п, г(оу =*: г, получаем зависимость
коэффициента вариации нагрузки от числа единичных
потребителей (рис. 1)
п (/гг — кс)
Ки.
Р'с/л + (л—
Неполученные зависимости можно использовать,
в частности, при определении вероятностных
характеристик нагрузок в городских сетях (произвольных
схем коммутаций. Например, математические
ожидания и среднеквадратические отклонения
нагрузок ветвей сложных схем вычисляются по
формулам:
/ = с7н, (4)
о =
* к=1 к<1
(5)
где с — матрица коэффициентов распределения;
&=1, 2, ..., /, ..., п — число узлов схемы; 1=1,
2, ..., т — число ветвей схемы.
ч Однако расчетные токи ветвей "согласно
методике нормативных материалов (Л. 1] в случае сложно-
замкнутой сети можно определить гораздо проще
[Л. 3]:
/рм = ^нм+Р
А=1
(6)
При разработке программы рассматривались
три способа получения «матрицы коэффициентов
распределения:
1. На основании записей уравнений состояния
сети по первому и второму закону Кирхгофа
с=
II Пе
Гт
—1
(7)
2. С использованием записи уравнений по методу
узловых напряжений
с = *Л{ПгЛ)-*\ (8)
1Мг*к
/? но во но № 200 мо то по т т
Рис. 1. Зависимости коэффициентов вариации кл нагрузки от
числа квартир.
/ — максимальные значения кш дома с газовыми плитами; 5 —дома
с электроплитам*; /' — коэффициенты вариации максимально
возможных получасовых значений нагрузки, дома с газовыми плитами;
7 — дома с электроплитами.
52
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

3. При записи уравнений по методу контурных
токов и условии, что задающие токи нагрузок узлов
распределяются по ветвям дерева схемы /а, а
контурные токи соответствуют токам в хордах /.
с=
К'
пг
~Г(Г^Г)-ГтАвП
-1
а >
(9)
где Пв—-матрица соединений соответственно дереву
схемы; Пр — для хорд схемы; Г — матрица соединений
контуров схемы; <гв— ветвей (в городских
сетях—диагональная). Индекс «т» указывает, что матрицы
транспонированные.
Наименьший (порядок обращаемой матрицы
(наиболее трудоемкой операции) получается
в последнем способе (формула 9), так как число
контуров в городских сложно-зам'кнутых сетях до
1 000 в на (15—55) % меньше числа узлов. Поэтому
программа расчета составлялась применительно
к расчету коэффициентов распределения по
формуле (9). Если схема сети разомкнутая, то (матрица
коэффициентов распределения записывается
непосредственно по расчетной схеме сети.
Потери напряжения в каждой ветви схемы,
соответствующие периоду максимума нагрузки,
определяются по формуле:
Д^^гв/р*. (10)
Потери напряжения от 'базисного узла схемы
(обычно — это шины выше 1000 в сетевых
трансформаторов) до независимых узлов, например, до
узлов токораздела, определяются по уравнению чз
[Л. 4]:
(И)
—1
д#т = п-'Д*/.,
где Д0в~ матрица-столбец потерь напряжения в
ветвях дерева схемы.
Признаком определения узла токораздела
служит равенство суммы модулей математических
ожиданий токов ветвей, прилегающих к данному
узлу, математическому ожиданию тока нагрузки
этого узла.
Для упрощения расчетов большого количества
послеаварийных режимов (отключение
трансформаторов, головных и наиболее загруженных
участков) значение сопротивления отключаемого
элемента принималось достаточно большим, например,
сек
1
50
10
5
1
0*
ор
0,01
0,005
0,001
г^
'
^
N
\\
Я
—а
/
Й"
V
1
".'","
^
в I
^^
— * ч"Чд
V4
X.
1 _
-т
— —
—.
к.
г з .5 ю го
50 100 гОО 500
равным 104— 10е ом, тогда коэффициенты
распределения для этой ветви будут равны 10~5—10~7, т. с.
с приемлемой точностью ток в поврежденной ветви
равен 0.
При расчетах токов трехфазных к. з.
предполагается равенство токов к. з. в частях линий,
примыкающих к узлам, токам к. з. в самих узлах. Частью
линии, примыкающей к данному узлу, считается
половина линии, соединяющая два узла (ввода).
Тогда расчеты токов к. з. в узлах схемы можно
выполнить, используя уравнения (11),
|| ЬПи || = ЩХ !К= II-1 2вв XII Сык || X 1Я%. (12)
о
где /„ =
7К
о
- единичная матрица-столбец тока
к. з. в узле к.
Согласно [Л. 5] элемент матрицы || Ш1К ||,
соответствующий узлу, в котором произошло к. з.,
можно приближенно принять равным номинальному
напряжению. Тогда на основании выражения (12)
ток к. з. в любом узле схемы:
/ =
а
ном
II п„» II-'XII ^11X11^*11'
(13)
Рис. 2. Время-токовая характеристика предохранителей типа
ПН-2.
™е ИИатЛ"1 — *-я строка матрицы П^1 ; || сшк || —
матрица-столбец коэффициентов распределения й-го
узла.
По матрице коэффициентов распределения
рассчитывается распределение токов к. з., по ветвям
схемы, что позволяет твроизвести проверку
селективности работы предохранителей и автоматов
обратной мощности.
Проверка селективности работы плавких
предохранителей. Селективность работы закрытых
предохранителей можно считать обеспеченной [Л. 6], если
время перегорания предохранителя в поврежденной
линии в 3 раза меньше времени «перегорания в
примыкающей к данному узлу неповрежденной линии.
В [Л. 7] для проверки селективности рекомендуется
применять «метод «пограничных кривыхэ, который
учитывает реальные зоны разброса время-токовых
характеристик. Расчеты показывают, что
выбранные по этому методу предохранители с большой
вероятностью обеспечивают селективность работы
защиты.
Расчеты на ЦВМ требуют 'компактности
вводимой исходной информации, а аналитическое
описание «пограничных кривых» для каждого узла
схемы, на отходящих линиях которого могут быть
установлены предохранители с различными
номинальными токами плавких вставок, является
весьма трудоемкой операцией. 'Поэтому в данном
случае целесообразно использовать единую дли
выбираемого типа предохранителей время-токовую
характеристику (рис. 2). Время перегорания предо-
ханителя от тока к. з., кратности (///н.в), где /нв—
номинальный ток плавкой вставки, легко выразить
аналитически в виде системы показательных
функций типа:
* = Т (///„)',
причем коэффициенты у и р меняются в
зависимости от кратности (///н.в). Например, для предохра-
Май, 1970
53

нителей типа ПН-2 получены следующие уравнения:
/=10«(///..,)-•.«'• при 1,1<(///а.в)<6, ^
/ = 316(///в.в)-'." при 6<(///„.в)< Ю, (14)
Г= 2,96(///я.в)-1*74 при 10<(///„.в)<25. '
В процессе расчета (специальная программа).
производится изменение параметров линий г0 до
значений, при которых сечение линий
удовлетворяют принятым критериям их выбора [Л. 1].
Расчеты показывают, что, например, окончательный
выбор сечений по условиям нормального режима
практически обеспечивается уже на третьем шаге.
Для выполнения условия сходимости
итерационного процесса выбора сечения участков линий по
условиям большого числа возможных иослеаварий-
ных режимов вначале производится расчет
параметров всех режимов при сечениях, выбранных по
условиям нормального режима. Например, для
схемы (рис. 5) число рассчитанных иослеаварийных
режимов равно 22.
После окончания этого этапа в специальном
массиве рабочих ячеек оказываются записаны макси-
8 В разработке программы участвовали В. А. Туфанов
А. А. Гремяхов.
Вбод исходных данных, запись на НМЛ
контрольное считывание
*
Подпрограмма №
Опре деление 1 расч I
(нормальный режим)
Подпрограмма м*?
Выбор сечений надельных линий (г011
(нормальный резким)
\
Подпрограмма Ы'З
Определение параметров после
аварийных режимов {1аЬ{%0нк)
Подпрограмма Ы91а
Проверка сечение линии по
максимальным токам послеаварийных режимов
и Выбор номинальных токов плавких
вставок
г —
Подпрограмма №1
Определение \*\ нормального
режима при окончательно Выбранных се г
чениях линии
♦
Подпрограмма Ы*Ь
Определение С/мя и &Р,
(нормальный режим!
У
Подпрограмма Ы*5
расчет токов ч э 1ш и 1л
»
Подпрограмма Ы*Ь
Определение Времени перегорании
плавких Вставок предохранителей
(расчет селективности)
I С р^
Остановка
Рис. 3 Блок-схема комплексной программы расчета сложной сети до
1000 в.
мально возможные расчетные значения токов
ветвей, тю которым производится проверка сечений
линий и выбираются номинальные токи плавких
предохранителей. В каждом послеаварийном
режиме определяются также суммарные потерю
напряжения от базисного узла (шины 6—10 кв сетевых
трансформаторов) до узлов схемы,
соответствующих вводам, для последующего сравнения
значений потерь напряжения с допускаемыми,
согласованными с условиями регулирования напряжения.
При выбранных по всем этим режимам
параметрам линий производится вновь расчет параметров
нормального режима (расчетных токов, ветвей,
суммарных потерь напряжения до вводов в здание и
потерь мощности в сети). Затем рассчитываются
токи к. з. во всех узлах схемы и производится
проверка селективности работы всех предохранителей
сети.
При использовании этой программы, в случае чо-
лучения матрицы П~! программным путем, т. е.
обращением матрицы П^ по методу Ершова во
избежание остановки по переполнению, необходимо, чтобы
на главной диагонали матрицы Пат не было нулевого
элемента. Поэтому при составлении матрицы П^
необходимо:
выделить в схеме сети дерево и хорды;
в каждом поддереве присваивать все
возрастающие номера узлам по мере их удаления от узла
баланса;
Для более точного аналитического описания;
обобщенной время-токовой характеристики число
участков, аппроксимируемых показательными
функциями, может быть увеличено.
Проверка селективности работы
предохранителей типа ПН-2 по методу «пограничных кривых» и
методу с аппроксимацией время-токовой
характеристики тремя показательными функциями
показала довольно хорошее совпадение результатов,
если принимать, что время перегорания
предохранителей в поврежденной и неповрежденной
линии отличается не менее чем в три раза.
Состав программ и ее организация2. С целью
универсальности применения и использования
программы как в проектных, так и в проверочных
эксплуатационных расчетах программа состоит .из ряда
подпрограмм (рис. 3), каждая из них обеспечивает
выполнение отдельного этапа комплексного
расчета. Например, подпрограмма (рис. 4) служит для
расчетов нормального режима.
Необходимые для расчетов исходные данные:
матрицы соединений по узлам Пв, 1Ь; матрицы
соединений по контурам Га, Гу, матрицы задающих
токов нагрузок /„, он, если расчеты ведутся с
использованием формул (4) и (5), то необходимы и
коэффициенты корреляции между нагрузками вводов;
матрица длин Линий /; шкала допустимых токов
нагрузок на провода (кабели) в нормальном и
послеаварийном режимах /доп.н.р, /дав.ав.р и соответ-
ствующие им го ом/км — удельные сопротивления;
допускаемые потери напряжения в нормальном,
послеаварийном режиме и т. д.
Все эти данные располагаются на накопителе на
магнитной ленте (НМЛ) и считываются по мере
необходимости. Первоначальное значение го для
всех линий принимается одинаковым. Для ветвей,
соотватствующих трансформаторам, эти значения
в ходе решения не изменяются
54
»ЛЕКТРИЧВСКИВ СТАНЦИИ

-1
Визой ПЦ с НМЛ
Запись Щ1 на НМЛ
Т
ВызоЙ Гт в МОЗУ
1<-т
1+ 1 Н *| "*/**•«
к + 1
II.. 'I
1+1
и
'г/л
Ь|
1 <т
Л<л
I *т
н-п
г,
I
ГТ<2Ь1<Г'2Г
СП - 0040
Обращение матрицы
% Г СП ООЧ1
сп -оочо
У
Запись ГЪ"Г
на НМЛ
-1
Н + 1
гШП—*
I 1<Л
I
гтм"2-ыч
Н<п-т
с -л
н-п-т
Вызов П^1 6 МОЗУ
1
Ь-
р. я
1-т У
1<т
И1 МП
к-п
I А</7
С1А ' *Ик
—г
—ПЕ
•ПТГ
6*до* 1мк с НМЛ
на рабочее поле
с*-№'1-в
I
гг;'*гтг*к'-в
гТлгы*пл
сп-ооьо
-1
Вызов зт с нмл
на рабочее поле
ЧЕЦ—1
*я1
4-т
^<т
Печать
Рис. 4. Блок-схема подпрограммы для
определения расчетных нагрузок нормального режима.
ветвям дерева присваивать номера конечных
узлов;
в каждом последующем контуре входящей в
него хорде присваивать номер
Рис. 5. Схема сложнозаминутой сети 0,4 кв типичного
микрорайона новой застройки.
— — ветви дерева схемы; — — ветви хорд схемы; О — узел
баланса; «■■ — ветви, соответствующие сетевым трансформаторам;
-+ «— нагрузка в узле схемы; номер узла схемы — в рамке; номер
ветви — рядом с ветвью.
где та — число ветвей дерева схемы; д — номер
контура.
Программа реализована на ЦВМ «Минск-22»,
она расписана в действительных адресах « без
изменения может быть применена для расчета сети
с числом элементов т^53. Сеть большего объема
целесообразно рассчитывать, разделяя ее «а части
с наложением одной на другую [Л. 8]. При числе
элементов в сети т=53 необходимое машинное
время для всего расчета равно 1 ч 35 мин.
Основную часть времени (до 65%) занимают расчеты
многочисленных послеаварийных режимов. Следует
отметить, что эти расчеты сети такого же объема
на модели постоянного тока требуют 2—2,5 мес.
Если рассчитывается разомкнутая схема сети
и матрица с непосредственно записывается по
расчетной схеме, то необходимое машинное время
уменьшается в 3—5 раз в зависимости от
применяемой схемы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Правила устройства электроустановок, изд-во
«Энергия», 1965.
2. Р. Я. Ф е д о с е е н к о, Надежность электроснабжения и
электрические нагрузки, изд-во «Энергия», 1967.
3. Ю. А. Фокин, Методы расчетов городских сложно-
замкнутых электрических сетей при
вероятностно-статистическом задании нагрузки, «Электричество», 1965, >к 4.
Май, 1970
55

4. Н. А. Мельников, Матричный метод анализа
электрических цепей, изд-во «Энергия», 1966.
5. А. А. Глазунов, Ю. А. Фокин, О расчетах токов
к. з. в электрических сетях напряжением до 1 000 в,
«Электрические станции», № 9, 1964.
6. Д. С. Ливши ц, Нагревание проводников и защита
предохранителями в электросетях до I 000 0, Госэнергоиздаг,
7. Б. М. Му зла нов, Ю. А. Фокин, Метод проверки
селективности работы плавких предохранителей городских
сложнозамкнутых сетей, «Электрические станции», № 4, 1964.
8. А. А. Глазунов, Ю. А. Фокин, Расчет городских
сложнозамкнутых электросетей до 1000 в, «Электрические
станции», 1965, №11.
УДК 621.396.2
Оптимальная схема заградителя
для высокочастотной связи
по изолированным проводам расщепленной фазы
Инженеры В. Б. БЕРЕЖАНСКИИ, И. К. РАБИНОВИЧ,
канд. техн. наук В. В. СИДЕЛЬНИКОВ
Институт мюктромвжамики, Ленинград
В литературе, посвященной вопросам в. ч. связи
по изолированным проводам расщепленных фаз,
неоднократно подчеркивалось, что заградители
в этих случаях работают в иных условиях, чем при
связи по схемам фаза — земля и фаза—фаза.
Отмечались отдельные особенности этих
заградителей: возможность выполнения их на половинный
ток линии (Л. 1], использование для этого одной
силовой катушки со средним выводом [Л. 2] или
компенсированного заградителя с ферромагнитным
сердечником [Л. 3]. Однако в указанных работах
отсутствует общий анализ вопросов, связанных
с выбором оптимальной схемы заградителя.
Поэтому интересно оценить условия работы и
сопоставить заградители различных типов.
На рис. 1 приведены эквивалентные схемы
заградителей при различных схемах присоединения.
Если в первых двух схемах а и б входное
сопротивление подстанций включено последовательно с со-
а)
б)
Рис. 1. Эквивалентные схемы заградителей.
Присоединение по схемам: а — фаза—земля; б —фаза—фаза; в
провод—провод расщепленной фазы при включении заградителя в каждый
из проводов; * — провод—провод расщепленной фазы прн включении
одного заградителя с выведенной средней точкой и общим элементом
настройки.
противлением заградителя, то в схеме в оно
включено между средней точкой заградителей и землей.
При нормальном режиме работы линии
высокочастотная энергия не ответвляется в сторону
подстанции и, следовательно, входное сопротивление
подстанции не влияет на режим работы заградителя.
Это остается в силе и для трех- и четырехпроводного
расщепления при -симметричных схемах
присоединения, что подтверждает возможность
использования во всех случаях заградителя с выведенной
средней точкой и общим элементом настройки
(рис. 1,г). В то же время подход к выбору
величины затухания, обусловленной шунтирующим
действием заградителя, должен быть иным. Если
в схемах а и б величина затухания определяется
суммой сопротивлений заградителя и подстанции,
то в схемах виг она зависит только от
сопротивления самого заградителя. Поэтому величина
затухания, обусловленного шунтирующим действием
заградителя, будет определяться его полным
сопротивлением, а не активной составляющей этого
сопротивления. Полоса заграждения при этом
значительно расширяется.
Из теории заградителей известно, что затухание
минимально в том случае, если сопротивление
заградителя является чисто реактивным. В схемах
присоединения фаза—земля и Фаза — фаза
реализовать это свойство заградителей невозможно из-за
того, что индуктивное сопротивление заградителя
может быть полностью или частично
компенсировано входным сопротивлением подстанции.
Присоединение к изолированным проводам расщепленной
фазы позволяет использовать заградитель «с чисто
индуктивным сопротивлением, так как в этом
случае сопротивление подстанции не влияет на
величину вносимого затухания. При этом затухание
определяется выражением:
'=14+4
где а — затухание, обусловленное шунтирующим
действием заградителя; гпх—входное
сопротивление высокочастотного тракта (гвх~400 ом); х —
индуктивное сопротивление заградителя при
рассматриваемой частоте.
56
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Рис. 2. Эквивалентная
схема силовой катушки с
выведенной средней
точкой.
Затухание максимально
на нижней частоте
диапазона. С ростом частоты
индуктивное сопротивление
растет, а затухание
монотонно убывает. Поэтому
силовая катушка без
элемента настройки является
заградителем верхних
частот.
Интересно отметить, что
силовая катушка РЗ-1000
с выведенной средней точкой обеспечивает
заграждение при частотах 90—500 кгц (а^,
^0,25 неп), а две катушки РЗ-1 000-0,6,
включенные последовательно—во всем диапазоне частот в. ч.
связи, 30—500 кгц. Таким образом, оптимальным
заградителем для высокочастотной связи но
изолированным проводам расщепленной фазы является
силовая катушка без элемента настройки.
Важным вопросом является также выбор
конструкции силовой катушки заградителя, которая
может быть выполнена либо в виде двух отдельных
силовых катушек, либо в виде одной катушки с
выведенной средней точкой, с ферромагнитным
сердечником или без него.
Выполнение силовой катушки заградителя в
виде одной катушки с выведенной средней точкой
■предпочтительно «как при конструировании силовых
катушек без ферромагнитного сердечника, так и
с ним. Это следует из рассмотрения эквивалентной
схемы силовой катушки с выведенной «средней
точкой (рис. 2). Эквивалентное сопротивление
полуобмотки силовой катушки:
•*экв —
/,
= х
0.5
где *о,5 — собственное индуктивное сопротивление
полуобмотки; хм = хо.$к— сопротивление взаимной
индуктивности полуобмоток (ас — коэффициент
связи между полуобмотками).
Так как эквивалентные сопротивления и
индуктивности полуобмоток зависят от отношения токов,
протекающих по ним, эквивалентная индуктивность
катушки будет различна для токов высокой и
промышленной частоты:
на высокой частоте
на промышленной частоте
При обрыве одного из проводов с замыканием
или без замыкания на землю:
Из приведенных соотношений следует, что
желательно иметь большую взаимную индуктивность
полуобмоток силовой катушки, так как это
приводит к увеличению эквивалентной индуктивности на
высокой частоте и, одновременно, к уменьшению
этой величины на (промышленной частоте.
Естественно, что взаимная индуктивность будет больше
при выполнении силовой катушки в 'виде одной
катушки с выведенной средней точкой. При
выполнении катушки с ферромагнитным сердечником
коэффициент связи полуобмоток к^\ и лгм«*0,5.
Поэтому индуктивность такой катушки будет до-
Рис,
ные
3. Эквивалент-
схемы силовой
катушки с
ферромагнитным сердечником.
а — параллельная; б —
последовательная.
статочно велика на высокой
частоте и близка к нулю на
промышленной частоте при
нормальном режиме работы
линии.
Впервые на возможность
использования >•
ферромагнитного сердечника для
уменьшения габаритов
силовых катушек заградителей
для в. ч. связи по
изолированным проводам
расщепленной фазы указал
В. Э. Сапирштейн [Л. 4]. Им
был разработан выпускаемый в настоящее время
промышленностью заградитель с ферромагнитным
сердечником для в. ч. связи по схеме фаза — земля
ВЧЗС-100. Однако методика расчета и
проектирования таких заградителей в общем виде не
разработана.
В (Л. 5], где приведен расчет заградителя для
в. ч. связи по изолированным проводам
расщепленных фаз ВЛ, рассматривается расчет силовых
катушек с ферромагнитным сердечником и
выведенной средней точкой без элементов настройки.
В основу расчета в диапазоне частот 30—50 кгц
положена эквивалентная схема катушки (рис. 3,а),
параметры которой й и [ зависят от частоты и
определяются выражениями:'
К = ку^ и 1=1,
Н-эфф
где к\—постоянная, определяемая числом витков
и геометрическими размерами сердечника; Ьо —
полная индуктивность (между линейными
выводами) силовой катушки на промышленной частоте;
Цэфф/ц — коэффициент, учитывающий уменьшение
индуктивности с ростом частоты под воздействием
вихревых токов (кривая зависимости этого
коэффициента от частота для стали Э-44 при толщине
листа 0,35 мм приведена на рис. 4).
На рис. 3,6 представлена последовательная
эквивалентная схема, которая более удобна для
расчета затухания, обусловленного шунтирующим
действием заградителя. Как показано в [Л. 5],
активное и индуктивное сопротивление этой схемы
(г и х) с ростом частоты увеличивается
пропорционально корню квадратному из нее. Значит, и
силовая катушка с ферромагнитным сердечником без
элементов настройки при о. ч. связи по
изолированным проводам расщепленных фаз будет являться
заградителем верхних частот.
Однако индуктивность силовых катушек с
ферромагнитным сердечником значительно превышает
Рис 4. Зависимость
коэффициента Цэфф/м- от
частоты для стали Э-44,
толщина листа (1 =
= 0,35 мм.
КО
0.6
ол
щ
Изф<р
И
'
юо
гоо 300 *00 Щкгц
Май. 1970
57

индуктивность таких катушек без сердечника при
той же полосе заграждения и том же затухании.
Это можно объяснить тем, что величина
индуктивности силовых катушек без сердечника не зависит
от частоты, в то время как индуктивность «атушек
с сердечником уменьшается с ростом частоты. Из
зависимости рис. 4 следует, что три использовании
в сердечнике листовой стали Э-44 толщиной 0,35 мм
индуктивность при частоте 90 кгц будет в 4,2, а при
40 кгц—ъ 2,8 раза меньше индуктивности силовой
катушки на промышленной частоте. Кроме того,
если силовые катушки без сердечника обеспечивают
почти чисто индуктивное заграждение, то в
силовых катушках с ферромагнитным сердечником
последовательно с индуктивным сопротивлением
оказывается включенным некоторое, эквивалентное
потерям в стали, активное сопротивление (рис. 3,6).
В результате при равных условиях
индуктивность силовой катушки с сердечником должна быть
в несколько раз выше индуктивности такой же
катушки без сердечника. Это иллюстрируют
величины, приведенные ниже (в скобках приведены
значения индуктивности для наихудшего случая):
Полоса заграждения, кгц 36—500 90—500
Индуктивность силовой катушки, мгн
без сердечника 1,2 0,46*
с сердечником 4,7 2,7
(промышленная частота) (7,05) (4,05)
* Индуктивность силовой катушки РЗ-1000 с
выведенной средней точкой на высокой частоте составляет 0,46 мгн,
так как для размещения среднего вывода и обеспечения
равномерного токораспределения по ветвям обмотки при
реконструкции катушки снимается часть витков.
Таким образом, эффект применения сердечника
снижается из-за необходимости значительно
увеличивать индуктивность силовой катушки.
В [Л. 5] приведены выражения, позволяющие
при заданных индуктивности Х0, . среднем токе
в полуобмотках /ср и разности токов (Л—/г)
спроектировать силовые катушки с минимальной
стоимостью активных материалов. Для выявления
целесообразности использования ферромагнитного
сердечника были определены геометрические размеры
и вес силовых катушек с сердечником из листовой
стали Э-44 толщиной 0,35 мм для полос
заграждения 90—500 и 36—500 кгц. При этом
предполагалось, что обмотка катушки выполнена из медного
изолированного провода прямоугольного сечения.
Среднее значение тока в полуобмотках составляло
Тип
катушки
с
сердечником
без сер*
дечнижа
/,-/.
10)
50
10
1
Параметры катушек при пологе заграждения (кгц)
90—500
'Я аг 315 кш Да = 0,015 неп
0,512X0.316X0.632 м
Р = 240 кг Да = 0.03 неп
0.467X0.274X0,548 м
Р = 226 кг Да*0
0.46x0.27X0,54 м
Р = 226 кг Да» 0
0,46X0.27X0,54 м
РЗЛ 000 с выведенной
средней точкой
Я=г 135 кг </=» 1,1 м
Л = 1,465 м
36—500
Я =г 472 кг Да = 0,02 неп
0,585X0,341X0.682 м
Р = 280 кл Да = 0,02 неп
0,49X0.288X0,576 м
Я = 310 кг Да«0
0.51X0.30X0.60 м
Р = 310 кг Да « 0
0.51X0,30X0.60 м
2ХЯЗ-1 000-0,6
Р = 270 кг
(1 = 1,1 м
Н » 2,93 м
1 000 а, а разность тока изменялась от 1 до 100 а.
Результаты расчета приведены в таблице.
Анализируя данные, нужно отметить:
1. Во всем диапазоне разности токов (1 —100 а)
вес активных материалов силовых катушек с
ферромагнитным сердечником 'больше веса катушек
без сердечника, а их габаритные размеры меньше.
2. При разности токов в полуобмотках меньше
50 а вес и габаритные размеры силовых катушек
не изменяются при дальнейшем уменьшении
(Л—/г), а индукция в сердечнике снижается. Это
характерно для силовых катушек с выведенной
средней точкой, так как сечение обмоточного
«провода остается при этом постоянным и заданную
индуктивность невозможно получить при меньших
размерах сердечника.
3. Изменение затухания, обусловленного
шунтирующим действием заградителя за 1/4 периода
тока промышленной частоты, вызывающее параме-
тричеокую «модуляцию, не превышает 0,03 неп при
больших разностях токов (эта величина может
быть 'снижена при незначительном увеличении
размеров), а при малых разностях токов практически
равна нулю.
Таким образом, применение ферромагнитного
сердечника при незначительном уменьшении
габаритов заградителя увеличивает его вес и стоимость
активных материалов и существенно усложняет
конструкцию и технологию изготовления.
Выводы
1. При в. ч. связи по изолированным проводам
расщепленной фазы в качестве заградителя
целесообразно использовать силовую катушку с
выведенной средней точкой без элемента настройки. При
этом заградитель становится заградителем
верхних частот.
2. Оптимальной 'конструкцией заградителя
служит силовая катушка без ферромагнитного
сердечника.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. С. Ре г г, Ро\уег Аррага1из апс! Зузкт, 1968, якварь.
2. В. Подшек, В. Флейшхауэр, В. Вогл,
Многоканальная 'высокочастотная связь по расщепленным проводам
высоковольтной линии, 51тепз 2еИзсппК, 37-й год издания,
т. 8, 1963.
3. Е. Е. Бресткина, И. К. Рабинович, В. В. Си-
дельников, А. С. Сохранский, Высокочастотная связь
по проводам расщепленных фаз линий электропередачи,
«Электрические станции», 1966, № 8.
4. В. Э. С а п и р ш т е й н, Применение стальных
сердечников в высокочастотных заградителях. Использование силовых
сетей для передачи информации. Материалы
научно-технического совещания, 1961, Изд. АН СССР, 1962.
5. В. Б. Б е р е ж а н с к и и, В. В. С и д е л ь н и к о в, К
вопросу об использовании ферромагнитных сердечников в
заградителях для высокочастотной связи по изолированным
проводам расщепленных фаз ЛЭП, «Контроль, управление и
передача информации», изд-во «Наука», Л., 1970.

ОБМЕН ЭКСПЛУАТАЦИОННЫМ ОПЫТОМ
УДК 621.3:681.142.004
ПРИМЕНЕНИЕ ЦВМ «МИНСК-22» ДЛЯ РЕШЕНИЯ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ЗАДАЧ
В Куйбышевском филиале института Оргэнергострой
проведена работа по переводу ряда программ решения
энергетических задач с ЭВМ «Урал-2» на.«Минск-22»,
разработанных и составленных в Институте электродинамики ДН УССР.
Эти программы широко используются для разработки и
анализа нормальных и аварийных режимов работы
энергосистем, проработки оперативных заявок и производства
необходимых инженерных расчетов.
Составлены следующие программы для расчета:
доаварийного электрического режима энергосистемы;
эквивалентного шунта несимметричного к. з в
энергосистеме;
электромеханического переходного процесса в
энергосистеме;
токов трехфазных к. з. в сложных энергосистемах;
токов однофазных к. з. в энергосистеме.
Первые три программы являются составными частями
комплексной программы расчета динамической устойчивости
сложных энергосистем. Все они могут работать
самостоятельно.
Программа расчета доаварийного электрического режима
позволяет определить напряжения, потоки и потери
мощности в линиях. По данной программе можно выполнять
расчеты для энергосистем, параметры которых удовлетворяют
следующим условиям:
4т + 5/+7яМа<2 942.
где п — число узловых точек (не считая узла нулевого
потенциала); т — число ветвей; а — число узлов с заданным
модулем напряжения (не считая балансирующего узла); I —
число узлов, для которых требуется вычислить э. д. с.
Программа использует только оперативную память.
Результаты выдаются на ТБПМ (узкую печать).
Программа расчета эквивалентного шунта
несимметричного к. з. вычисляет сопротивления в узлах к. з. при
различных видах к. з. Ограничения на исходные данные: Л^350
(число узлов); М^720 (число ветвей); /^320 (число узлов
с к. з.) 5^128 (число трансформаторов с неноммнальным
коэффициентом трансформации).
Программа расчета электромеханического переходного
процесса выясняет вопрос о динамической устойчивости
энергосистемы и вычисляет все необходимые параметры ее. В ней
используются результаты расчетов (первой и второй)
программ. Она учитывает различные виды нагрузок, различные
средства противоаварийной автоматики, каскадное
отключение к. з., дополнительные тормозные моменты при
трехфазном к. з. у шин генератора, АРВ сильного действия, АРВ по
релейной характеристике, АРВ пропорционального действия.4
Объем задач, решаемых по данной программе,
определяется следующей формулой:
6/л + 8/1+3</+9/+ 34а < 4 096,
где т — число ветвей сети; п — число узловых точек, не
считая точки заземления; / — общее число синхронных машин
(не включая шин бесконечной мощности); а — число машин,
на которых учитывается АРВ; й — число узлов, нагрузки
которых учитываются по динамическим характеристикам.
Программа использует два блока МОЗУ. Она позволяет
прервать расчет и запомнить содержимое оперативной
памяти на магнитной ленте для последующего продолжения его.
По данной программе вычисляются мощности ЯГел и фазы
напряжений всех генерирующих узлов, активные и реактивные
напряжения, Е'& и Ёа» для всех генерирующих узлов с АРВ,
при необходимости — токи /' и /" в линиях, активные и
реактивные мощности на концах линий. Все эги величины
печатаются на АЦПУ.
Программа расчета трехфазных к. з. позволяет вычислять
токи к. з. для основного режима и при различных
изменениях в схеме сети (отключение ветвей и к. з. в конце
отключенной линии), а также мощности к. з.
Программа составлена для энергосистем с числом узлов
не больше 89 (без нулевого), число ветвей не больше 250;
параллельных ветвей (с одинаковыми и различными
сопротивлениями) не больше 15; ветвей, сходящихся в один узел, не
больше 15. В программе предусмотрен вывод результатов
расчета на ТЕПМ и телетайп (или перфоратор).
Программа расчета однофазных к. з. предназначена для
вычисления аварийных величин нулевой последовательности
при однофазном к. з. При необходимости по ней можно
рассчитать трехфазное к. з. в этих сетях. Одновременно с
основным режимом программа позволяет рассчитывать подрежимы,
в которых предусмотрены изменения сети (отключения шино-
соединительных выключателей, каскадные отключения ветвей,
отключения и заземления). Переход от основного режима к
подрежимам и от подрежима к следующему подрежиму
осуществляется автоматически, без составления исходных данных
заново. Программа составлена с использованием магнитной
ленты.
Объем задач, решаемых по данной программе,
определяется следующими предельными значениями: число ветвей т^
^ 172; число узлов п ^86; число узлов к. з. г ^64;
количество пар взаимно индуктивных ветвей /^48; число
параллельных ветвей не больше 64; групп параллельных ветвей 32;
общее число исходных данных по подрежимам 960. Результаты
расчета печатаются на ТБПМ.
Все описанные программы были составлены по заказу
ОДУ Средней Волги, но нашли применение и в других
организациях (Кишинев, Ереван, Минск и др.), а также за
рубежом (ОАР, Болгария).
Инженеры Г. С. МАЛОХАТКО, Ф. М. МАЗУР
Куйбышевский филиал Оргмюргострой
УДК (621.224 + 621.313.322-82):534.1:621.3.084
ВИБРОГРАФ ДЛЯ КОНТРОЛЯ ВИБРАЦИЙ
ГИДРОАГРЕГАТОВ
С введением в эксплуатацию гидрогенераторов мощностью
500 Мет все более необходимым становится эксплуатационный
контроль вибраций, возникающих в гидроагрегате. Для
осуществления такого контроля до настоящего времени не
существовало приборов, имеющих требуемый частотный
диапазон от 1 до 200—300 гц [Л. 1] и в то же время достаточно
простых и надежных.
Широко используемые при вибрационных испытаниях
вибродатчики типа ВДЦ [Л. 2] и К001 [Л. 3] имеют
необходимый частотный диапазон, но требуют постоянного внимания
и регулировки нулевого положения маятника, уход которого
вызывается старением пружины и изменением ее натяга пол
влиянием температуры окружающей среды. Этот недостаток,
присущий маятниковым датчикам сейсмического типа с
низкой собственной частотой, не позволяет использовать их для
стационарного контроля вибраций без применения
специальных способов стабилизации.
Одним из способов стабилизации является
автоматическая установка баланса, осуществляемая электромеханической
отрицательной обратной связью по статическому смещению.
Сигнал параметрического датчика, пропорциональный
измеряемому вибросмещению и статическому перемещению
маятника из положения равновесия, усиливается и поступает на
измерительный прибор. Часть выходного сигнала подается
обратно через #С-фильтр инфранизких частот для
компенсации статического прогиба.

//
Рис. 1. Амплитудно-частотные характеристики вибрографа.
/-при 0=0.7. ^Г =25: *-Р=ОЛ — =50: 5~р=0,7. — =100; *-р=0Д
т т т
—-=50'Л5—р=1.0, -^- =50.
Амплитудно-частотная характеристика такой
с достаточной точностью описывается выражением:
системы
1»\ =
1
/О-ЫЧ^-*-)'
где о)о — собственная угловая частота маятника; тк—
коэффициент усиления разомкнутой системы (цепи прямого
преобразования и цепи обратной связи); т — постоянная времени
фильтра в цепи обратной связи; р — степень успокоения.
При соответствующем выборе параметров тк, т и Р
можно добиться линейности амплитудно-частотной
характеристики, начиная от собственной частоты. На рис. 1 приведены
расчетные амплитудно-частотные характеристики для системы
с собственной частотой маятника /0=0,8 гц при различных
величинах тк, тир.
Разработанный по этому способу во ВНИИЭ виброграф
с автоматической балансировкой маятника предназначен для
измерения вибраций стальных конструкций и фундаментов
мощных гидроагрегатов и может быть использован в
качестве стационарного прибора для непрерывного или
периодического контроля вибраций в эксплуатационных условиях.
Рабочий диапазон частот вибрографа — от 1 до 300 гц.
Амплитудно-частотная характеристика имеет характер
кривой 2 на рис. 1; ее погрешность составляет не 'более 10%
в области частот от 1 до 3 гц и не более 5% в остальном
частотном диапазоне. Размах измеряемых* вибросмещений от
5 до 2 000 мк при ускорениях не более 7 #. Температура в
местах установки вибродатчиков может изменяться от +5 до
+75° С, не влияя на точность измерения.
Схема вибрографа включает в себя маятниковый
вибродатчик (рис. 2) сейсмического типа и систему автоматической
стабилизации нулевого положения маятника, усилитель
которой одновременно является и усилителем измеряемого
сигнала (рис. 3).
Маятник (см. рис. 2) вибродатчика состоит из
кронштейна, утолщенного с одной стороны для увеличения
сейсмической массы. Маятник подвешивается с помощью двух
крестообразных подвесов к боковым стойкам корпуса и
удерживается в положении равновесия цилиндрической пружиной,
/ < V | < ■ I < ' ■ ', ' ' ■ Д < ' I ■ ' ' ■ ■ ^ ' V V Ч
; 5
Рис. 2. Принципиальная схема вибродатчика СВ-1.
т
гт
** г
10
Косциллогрд/ру
*" 6 "0
тт
9 -|
Рис. 3. Блок-схема вибрографа.
один конец которой крепится к маятнику, а другой — к
регулировочному устройству, связанному с корпусом датчика.
Регулировочное устройство представляет собой стойку, на
которой укреплен ползунок, позволяющий перемещать
закрепленный конец пружины в горизонтальном и вертикальном
положениях и тем самым регулировать частоту собственных
колебаний и устанавливать равновесие маятника. Частота
собственных колебаний вибродатчика может регулироваться от
0,8 до 2,0 гц.
Первичная и вторичная обмотки (2 и 3) вибродатчика
представляют собой воздушный дифференциальный
трансформатор, первичная (дифференциальная) обмотка которого ук-
креплена на маятнике и питается напряжением несущей
частоты. Вторичная обмотка неподвижно закреплена на
корпусе вибродатчика. При движении корпуса относительно
маятника во вторичной обмотке наводится амплитудно-модулиро-
ванный сигнал, величина огибающей которого
пропорциональна размаху вибраций, а частота огибающей есть частота из-
мерямой вибрации.
При статическом перемещении маятника из положения
равновесия (разбалансе) в выходном сигнале вибродатчика
появляется составляющая несущей частоты, пропорциональная
этому перемещению. Сигнал с выхода вибродатчика / (рис. 3)
через входной фильтр 2, служащий для подавления помех
промышленной частоты, поступает на вход транзисторного
усилителя 3 с трансформаторным выходом. На выходе
усилителя включены два демодулятора, один из которых 4 служит
для выделения сигнала вибрации, другой — 7 — для
подключения цепи автоматической балансировки маятника
вибродатчика. Оба демодулятора собраны на транзисторах по
двухполупериодной ключевой схеме.
Измеряемый сигнал с выхода демодулятора 4 проходит
через выходной фильтр 5, подавляющий гармоники несущей
частоты, и поступает после выпрямления на показывающий
прибор. Полосовые фильтры в на входе выпрямителя
показывающего прибора позволяют измерять амплитуды «оборотной»
и «полюсной» частоты. В схеме предусмотрена возможность
подключения электронного или светолучевого осциллографа
для регистрации мгновенных значений вибраций.
Напряжение с выхода демодулятора 7 подается на вход
/?С-фильтра 8, выделяющего из полученного сигнала
постоянную или медленно меняющуюся составляющую,
пропорциональную смещению нулевого положения маятника. На выходе
фильтра 8 включен усилитель постоянного тока 9 в виде
составного эмиттерного повторителя. Высокое входное
сопротивление повторителя лозволяет получить большую
постоянную времени фильтра. Сигнал с выхода усилителя
постоянного тока подается на преобразователь 10, представляющий
собой укрепленную на маятнике вибродатчика катушку с
балансирующей обмоткой 4 (рис. 2), расположенной в зазоре
постоянного магнита 5.. В результате взаимодействия
электромагнитного поля катушки с полем постоянного магнита
маятник перемещается в направлении, зависящем от знака
сигнала разбаланса.
* Для питания обмотки вибродатчика и демодулятора
в схеме вибрографа имеется генератор несущей частоты 12,
собранный на транзисторах.
В случае использования вибрографа для периодических
(не непрерывных) измерений со стационарно установленными
датчиками необходимо жестко закреплять маятник каждого
датчика в промежутках между измерениями, когда
электронная схема отключена. Для этого предусмотрен арретир И,
смонтированный в корпусе каждого вибродатчика. Арретир
представляет собой электромагнит постоянного тока,
сердечник которого держит маятник в отсутствие тока в обмотке и
отпускает его при подаче тока в обмотку электромагнита.

Постоянное напряжение для питания электронной схемы
и арретира поступает от Плокл питания 13, смонтированного
в корпусе прибора и питающегося от сети 220 в.
Опытный образец стационарного вибрографа имеет три
вибродатчика, поочередно подключаемых ко входу
электронной схемы с помощью переключателя. Каждый вибродатчик
с арретиром собран в отдельном корпусе, соединенном
кабелем с блоком электронной части схемы, в котором
смонтированы измерительная и балансирующая схемы, генератор
несущей частоты, блок питания и цепи коммутаций.
Вибродатчики могут быть настроены на измерение
горизонтальных или вертикальных вибраций. Масса датчика 1,8 кг,
размеры 165x70x70 мм\ электронный блок массой 7 кг
имеет габариты 280x210x180 мм.
Опытный образец вибрографа успешно прошел
лабораторные и эксплуатационные испытания и установлен на одном
из генераторов Красноярской ГЭС.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ю. М. Э л ь к и н д, Экспериментальное исследование
электромеханических процессов в синхронных машинах, Госэнергонэдат, 1961.
2. Л. А. Б и б е р, Г. К- Легкий, Ю. М. Элькинд, Устройство
для эксплуатационного контроля вибраций турбо- и гидроагрегатов,
«Электрические станции», 1958, № 7.
3. В. А. Т о к м а к о в, Ю. Я. Учитель, Расчет увеличения
виброизмерительного комплекта К001 и экспериментальная проверка
расчета, Труды ИФЗ АН СССР, 1964. № 35.
Канд. техн. наук Л. А. БИБЕР, инж. Ю. Е. ЖДАНОВА,
мастер Г. К. ЛЕГКИЙ
внииэ
УДК 621.18:662.942:665.521.7.001.8
СЖИГАНИЕ СЕРНИСТОГО МАЗУТА С МАЛЫМИ
ИЗБЫТКАМИ ВОЗДУХА В КОТЛЕ 220 т/ч
С ГОРЕЛКАМИ ЛИПИНСКОГО
Котел ТЛ-11 Сызранской ТЭЦ, переведенный на сжигание
мазута с малыми избытками воздуха а 1966 г., является
одной из модификаций серийно выпускаемых котлов ТКЗ.
Спроектированный для сжигания кашпирского сланца, котел
имеет угловое расположение горелочных устройств и
зажигательный пояс, выполненный после перевода котла на мазут.
Полностью экранированная топочная камера
представляет собой прямоугольную призму с размерами в свету: ширина
9,85 м, глубина 7,16 м. Низ топки перекрыт неохлаждаемым
подом, установленным по середине холодной воронки. Высота
топки от пода до потолочного перекрытия 23,8 м. Задний
экран на отметке- 19,3 м имеет выступ глубиной 1,3 м.
Скаты холодной воронки, а также панели экранов ошипо-
ваны и покрыты хромитовым зажигательным поясом высотой
6,8 ж, который выполнен нанесением «а ошипованные
экранные поверхности хромитовой массы, состоящей из «молотой
хромитовой руды (97%) и огнеулорной глины (3%), в
которые добавлено 7% жидкого стекла.
Для организации сжигания мазута с малыми избытками
воздуха на котле были установлены четыре горелки
конструкции инж. А. Ф. Липилского (вместо 12 прежних),
увеличена поверхность нагрева пароперегревателя и изменены
схемы воздуховодов и мазутопроводов для возможности
«измерения расхода мазута и воздуха по каждой горелке.
Схема горелки и компоновка их на котле представлены
на рис. 1 и 2.
Оси горелок, установленных горизонтально на отметке
10,9 м, направлены по касательной к мнимой окружности
диаметром 1 м, расположенной в середине топки. Такое
расположение горелок обеспечивает завихрение газового потока по
вертикальной оси топки. Воздух, подаваемый на горелку,
разделяется на два потока. Поток первичного воздуха,
закрученный в регистре, проходит по центральному каналу и далее
через конус первичного воздуха. Он обеспечивает первичную
турбулизацию и стабилизацию зоны воспламенения. Поток
вторичного воздуха через кольцевой зазор между конусом
первичного и вторичного воздуха создает воздушный клин,
препятствующий вылету распыленных частиц мазута из зоны
их перемешивания с первичным воздухом. Закрутка потоков
по центру топки, благодаря большим выходным скоростям
воздуха создает дополнительную турбулизацию газовых
потоков внутри топочной камеры.
Сочетание циклонных горелок с угловым их
расположением обеспечивает хорошую аэродинамику топочного
процесса, активизирует участие в процессе горения неорганизован-
1ПП
Рис. 1. Схема горелки инж.
Ф. А. Л ил и некого.
/ — воздушный короб; 2 — регистр
первичного тока; 3 — обечайка; 4 — конус
первичного воздуха; 5 — конус
вторичного воздуха; 6 — мазутная форсунка.
1 *
%
:?
Рис. 2. Схема
компоновки горелок на котле.
ного воздуха, поступающего через неплотности топочной
камеры.
Возникающая в процессе эксплуатации некоторая
неравномерность распределения мазута и воздуха по горелкам не
вызывает существенного ухудшения процесса горения и
перекосов в топочной камере.
Наличие зажигательного пояса в зоне расположения
горелок повышает пирометрический уровень в топке и
способствует ускорению процесса сгорания частиц мазута.
При коэффициентах избытка воздуха 1,02—1,04
происходит практически полное сгорание мазута в пределах топочной
камеры. Потери с химическим и механическим недожогом при
нормальном протекании процесса горения равны нулю.
Регулирование подачи воздуха на горелки, за счет
изменения давления с помощью направляющих аппаратов
дутьевых вентиляторов, в пределах нагрузки котла 140—220 т/ч
не ухудшает качества горения.
Производительность горелки по мазуту составляет 4,5 т/ч,
максимальное давление воздуха перед ней 350—370 кГ/'мг.
Мазутная форсунка — центробежная механическая с
круглыми тангенциальными каналами.
Давление и температура мазута, обеспечивающие
нормальное качество распыливанйя, для данного типа форсунок
составляют соответственно 15—25 кГ/см2 и 110—120° С. На
котле сжигается сернистый мазут (5Р = 1,7%) с зольностью
Лр = 0,5%.
Сокращение числа горелок (с 12 до 4) значительно
облегчило ведение режима и обслуживание котла, а также
создало более благоприятные условия для наладки котла и
работы автоматики горения..
Для наладки и контроля режима на котле установлены
дополнительные контрольно-измерительные приборы: кислоро-
домеры, МГК-14, дымномеры, устройства сигнализации при
повышении температуры уходящих газов, расходомеры по
мазуту, измерительные устройства для определения давления
и расхода воздуха перед каждой горелкой и др. Все эти
9&
33,0
92,0
91,0
1
~~*
Г7
]2
а
>
-4-
6 '
1
-*
г-1
Г 1
>—
-
•На
1ЛАЛЛЛА
ш
т/ч
100 НО ПО 130 140150 160 170 Ю0 190 Ш1Ю210
Паропроизбодшпельность котла,Вн
Рис. 3. Кривые зависимости тепловых потерь и к. п. д. котла
от его производительности.
1,2 — соответственно к. п. д. брутто котла при подогреве воздуха на
входе в воздухоподогреватель до 85—95° С и 65—75° С.
Май, 1970
61

устройства позволяют достаточно точно настраивать и
контролировать режим горения по величине содержания
кислорода (0,4—0,8%) в дымовых газах за пароперегревателем.
Установленные на котле калориферы обеспечивают
подогрев воздуха на входе в трубчатый воздухоподогреватель до
90—100° С. Наблюдения, проводившиеся в период наладочных
работ и испытаний, показали возможность снижения этой
температуры до 70° С. При этом температура стенки труб
воздухоподогревателя на входе воздуха, при температуре
уходящих газов 130—135° С, составила 70—808С.
По рекомендациям ВТИ и ОРГРЭС для предупреждения
коррозии трубчатых воздухоподогревателей при сжигании
сернистого мазута с избытками воздуха 1,02—1,03 (содержание
Оа в газах 0,4—0,6%) температура металла
воздухоподогревателя должна поддерживаться на уровне не ниже 75° С.
Некоторое понижение температуры воздуха не ухудшило работы
воздухоподогревателя с точки зрения его заноса и коррозии
и позволило на 12—15° С снизить температуру уходящих
газов. Зависимость тепловых потерь и к. п. д. котла от
нагрузки по результатам испытаний показана на рис. 3.
Перевод котла ТП-11 на работу с малыми избытками
воздуха (1,02—1,04), а также увеличение поверхности
пароперегревателя и снижение температуры подогрева воздуха
перед воздухоподогревателем, повысило к. п. д. брутто котла
на 2,2%, снизило удельные расходы электроэнергии на тягу
и дутье на 0,8 кет • ч/т пара.
Инженеры А. С. ВОЛЬПИН, Б. М. ЯГУДИН,
Л. К. ГРИГОРОВСКИЙ, Г. А. САВЕНКОВ
Куйбыш«в»и«рго
УДК 621.181.87:621.175.8.004.64
О РЕГУЛИРОВАНИИ ТЕМПЕРАТУРЫ ПЕРЕГРЕТОГО
ПАРА ВПРЫСКОМ СОБСТВЕННОГО КОНДЕНСАТА
В барабанных котлах широкое распространение получил
метод регулирования температуры перегретого пара впрыском
собственного конденсата. Однако наряду с положительными
сторонами этот метод имеет ряд отрицательных качеств.
При исследовании пароперегревателя котлов типа ТГМ-84
и ТМ-84 было установлено, что увеличение расхода
впрыскиваемого конденсата с 10 до 20 т/ч вызывает снижение
температуры перегретого пара на 15° С, тогда как увеличение
расхода с 40 до 50 т/ч сопровождается снижением температуры
перегретого пара только на 5° С. Как правило, причиной этого
явления считают неудовлетворительную характеристику
регулирующих клапанов впрыска, однако, можно показать, что
снижение эффективности регулирования температуры
перегретого пара при увеличении расхода конденсата есть свойство
конденсационной установки.
Конденсационная установка состоит из четырех
конденсаторов, включенных параллельно. Общая теплообменная
поверхность, образованная трубами ^=25x3 мм и 4=38x35 мм
по принципу «труба в трубе> составляет 72 мг. Питательная
вода поступает в конденсаторы, пройдя предварительно
подвесные трубы, где подогревается на 5—10° С и затем подается
в водяной экономайзер. Возврат конденсата в барабан
отсутствует.
Температура питательной воды на входе и выходе из
каждого конденсатора, а также температура конденсата на
выходе из конденсатосборпика определялась глубинными
термопарами. Расход конденсата определялся по тепловому
балансу конденсационной установки.
Поскольку в условиях промышленных испытаний не
представляется возможным изменять в широких пределах
температуру свежего пара, была получена зависимость подогрева
питательной воды в конденсаторах от величины
впрыскиваемого конденсата. Можно показать, что если пренебречь
непрерывной продувкой, то повышение теплосодержания
питательной воды в конденсаторах численно равно снижению
теплосодержания свежего пара впрыском конденсата.
Из определения условной температуры перегретого пара
следует
'уел = 'и.и + П •
'уел, 1ш.и — теплосодержания соответственно условное и
насыщенного пара; /) — расход свежего пара; Опп —-тепловосприи-
тие пароперегревателя.
лкаа
кг
20
10
20 30 ЬО 50 60 т/ч
Рис. 1. График зависимости подогрева питательной воды
в конденсаторах от расхода конденсата на впрыск.
О —котел Сумгаитской ТЭЦ-1, ^-.400 т/ч, /ПВ-230°С; Д — котел
Полоцкой ТЭЦ-2, 0-390 т/ч, /п в-225вС.
Поскольку тепло, воспринятое перегревателем,
расходуется на нагрев пара от состояния насыщения до выходных
параметров, а также на подогрев и испарение впрыскиваемого
конденсата, то можно записать
Сип = ('не — 'н.п) # + ('в.п — 'кон) &-
Здесь /Пв1 Гкон ~~ теплосодержание перегретого пара и
конденсата; д. — расход конденсата.
Поэтому
_• . /• л
'уел — 'не + ('н.п — 'кон) ~77~#
В то же время из теплового баланса конденсационной
установки имеем:
Следовательно,
А'п.к — ('н.п — 'кон) "л"*
'уел ='пе"Г*Д'п.в.
На рис. 1 представлена зависимость повышения
теплосодержания питательной воды Л/п.в в конденсаторах от расхода
конденсата на впрыск при производительности котла 390—
400 т/ч. Расход конденсата в указанных опытах менялся в
соответствии с необходимостью поддерживать постоянную
температуру перегретого пара при изменении топочного режима.
Можно видеть, что с ростом расхода конденсата на впрыск
эффективность регулирования уменьшается настолько, что
увеличение расхода конденсата с 50 до 65 т/ч практически не
отражается на перегреве пара.
Для выявления причины указанного явления была
получена зависимость температуры впрыскиваемого конденсата от
его расхода, представленная на рис. 2. Обращают на себя
внимание следующие факты:
предельная производительность конденсационной
установки характеризуется температурой конденсата, близкой к
температуре насыщения при давлении в барабане;
уменьшение расхода конденсата сопровождается
снижением его температуры вплоть до температуры питательной
воды при отсутствии впрыска;
скорость снижения температуры конденсата при
уменьшении его расхода уменьшается.
Последнее связано, по-видимому, с изменением положении
уровня в конденсаторах и является непосредственной
причиной снижения эффективности работы впрыска при расходах
конденсата более 50 т/ч. Иными словами, при расходе
конденсата, превышающем 40—50 т/ч, эффект от увеличения расхо
да конденсата уничтожается ростом его теплосодержания.
°с
зьо
330
310
290
270
250
Э1Г)
* я он
■
\г
т 1
/емпрп
йУ
гь
1
отира
щения
О ж
О А*
1
насы-
~г*~
1
<
1
а
ю
20 30 <*0 50 60 т/ч
Рис. 2. График зависимости температуры конденсата в конден-
сатосборнике от расхода конденсата на впрыск.
62
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Отсюда следует важный для практики вывод:
если эффективная лроизводнтельность конденсационной
установки достигнута, то дальнейшее увеличение расхода
конденсата на впрыск посредством рассверловки сопловых
отверстий, увеличения проходного сечения арматуры и т. д. но
имеет смысла. Это лишь утяжелит условия работы
поверхностей нагрева, расположенных перед впрыском, и ухудшит
регулировочные свойства системы.
Эффективная производительность конденсационной
установки может быть увеличена посредством наращивания тепло-
обменной поверхности.
Инженеры Л. А. ГОЙХМАН, А. Г. ГНЕЗДИЛОВ
Ср«ди«ааивтско« отдвлвиив ОРГРЭС
УДК 621.187.13:621.67-762:620.178.162
НОВЫЕ ЛИТЫЕ МАТЕРИАЛЫ ПОВЫШЕННОЙ
ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ДЛЯ УПЛОТНЕНИЙ
И УЗЛОВ РАЗГРУЗКИ НАСОСОВ
К наиболее изнашиваемым деталям проточной части
питательных и конденсатных насосов относятся узлы
уплотнения. При работе насоса детали этих узлов подвергаются
эрозионному и коррозионному изнашиванию перекачиваемой
средой. Кроме того, в процессе эксплуатации они могут работать
в условиях трения скольжения.
Используемые для деталей уплотнения серые чугуны,
бронза БрАЖ9-4Л, стали 2X1 ЗЛ и ЗХ13Л в настоящее время
не полностью удовлетворяют требованиям эксплуатации.
Чугун СЧ-18-36 и бронза БрАЖ9-4Л обладают низкой
эрозионной стойкостью. Стали 2X13 и 3X13, будучи относительно
устойчивы в условиях эрозионного изнашивания, имеют
повышенную склонность к задиранию. В связи с этим Институт
проблем литья АН УССР и ВТИ провели широкие исследования,
в результате которых были разработаны и испытаны в
лабораторных и стендовых условиях 12 марок различных
материалов.
Работоспособность исследуемых материалов оценивалась
как при исследовании отдельных видов износа, так и при
совместном влиянии различных факторов.
Эрозионная стойкость материала определялась по
скорости износа образцов в условиях воздействия конденсата с
параметрами: давление 100—170 кГ/см2, температура 80—170° С,
скорость потока 80—146 м/сек. Длительность испытаний
составляла 240—260 ч. Коррозионная стойкость определялась по
изменению веса материала в буферном растворе с рН-9,25 и
следующими характеристиками: МН3 = 70 мг/л, СОг=92 мг/л,
С = 3,5 г/л. Антифрикционные характеристики и
износостойкость исследовались на различных машинах и стендах
трения со схемами вкладыш—ролик и палец—диск в диапазоне
нагрузок 5—50 кГ/см2 и скоростей 1 —10 м/сек. Стойкость
материала против задирания определялась Л. Г. Уманской по
методике ВТИ [Л. 1] при р = 300—700 кГ/см2. При всех
испытаниях сравнивалась износостойкость исследуемых и
применяемых в настоящее время материалов. В табл. 1
приведены результаты испытаний при трении скольжении, в табл. 2 —
в условиях эрозии.
Таблица 1
Место
испытания
Машина
МИШ
Стенд СНЗ
Машина
АЕ-Г)
Материал
Исслед уе ма я
сталь
Исследуемый
чугун
Сталь 2X1 ЗЛ
Исследуемая
сталь
Исследуемый
чугун
Сталь 2X1ЗЛ
Исследуемая
сталь
Исследуемый
чугун
Сталь 2X1 ЗЛ
Скорость

скольжения, м/сек
1.05
10.0
7.2
Нагрузка.
кГ/см*
25; 50
18,8
10,2; 1П.4
Приведенный износ,
г/км
0,049; 0,083»/0.134;
0,275
0,061; 0.190#/0,022;
0,16?
0,130; 2.413#/0,554;0,096
0,137
0.108
2.241
0,005; 0,043
0.004; 0,001
Схватывание
♦Числитель — износ вкладыша, знаменатель —ролика.
Май, 1970
Таблица 2
Материал
Исследуемая сталь
Исследуемый чугун
Сталь 2X1 ЗЛ
Сталь 3X13
Параметры конденсата

Давление, 1
к Г 1см*
144
153
144
144
__
—


ратура.'С
176
128
176
176
145
187
Скорость
в щели.
м)сек
132
135
132
132
150
148

Длительность

испытаний, ч
260
210
260
260
67
244

Эрозионная
стойкость
относительно
Х18Н9Т
0.69
0.87
0,66
0.67
0.262
0.25Я
Высокую износостойкость в условиях эрозионно-корро-
зионного изнашивания и трения скольжения проявил чугун
состава: 1,15—1,35% С; 1,6-2% ${; Мп<0,5%; 14—16% Сг;
5^0,04%; Р<0,04%, модифицированный иттриево-дерневыми
добавками, вводимыми в специальном металлическом
колокольчике при температуре 1 580° С. Режим окончательной
термической обработки — закалка в масле при температуре
1 020° С и отпуск при температуре 620° С. После
термообработки основа микроструктуры перлитно-мартенситная с
равномерно включенными вторичными и одиночными первичными
карбидами типа (РеСг)7С8 (рис. 1). Карбидные зерна
мелкодисперсны, округлой формы, размером 0,5—3 мкм. Введение
модификатора измельчает зерно матрицы и карбиды, наруша-*
ет непрерывность карбидной сетки по границам зерен.
Содержание хрома непосредственно в зерне матрицы
чугуна превышает 10%. Это обуславливает относительно
высокую коррозионную устойчивость / чугуна в растворе с рН^7.
Коррозионная стойкость хромистого чугуна равна 2,01 против
2,33 мм/год для стали 3X13. Повышение содержания
углерода до 1,5—1,8 снижает коррозионную стойкость материала до
3,2—3,6 мм/год. Эрозионная стойкость чугуна составляет
0,66—0,67 относительно эрозионной стойкости (принятой за
эталон) стали Х18Н9Т, что в 2,8—3,3 выше, чем у сталей
2X1 ЗЛ и ЗХ13Л. Вероятно такое увеличение эрозионной
стойкости вызвано не только высокой коррозионной устойчивостью
материала. Повышенные прочностные свойства материала
(0в^74 кГ/мм2) и благоприятное расположение стойких
карбидных включений также влияет на характер и интенсивность
эрозионного разрушения.
Износостойкость и антифрикционные свойства
модифицированного хромистого чугуна, работающего в паре со сталью
2X13 (/?с*=32—36) значительно выше, чем у сталей 2X13 и
3X13 (табл. 1). Этому способствуют твердые карбиды хрома,
равномерно распределенные в металлической матрице. В связи
с преимущественным наличием в структуре вторичных
карбидов правильной формы и небольших размеров, вырывания
карбидов из матрицы при трении не происходит. Продукты
износа чугуна при трении мелкодисперсны.
Пары трения, включающие хромистый чугун,
модифицированный добавками РЗМ, практически не образуют задиров
при нагрузках до 700 кГ/см2.
Проведенные исследования, а также изучение характера
изнашивания материалов показали, что высокие антифрикци-
Рис. I. Структура хромистого чугуна, модифицированного РЗМ
(увеличено в 450 раз).
——————-———= бз

онные свойства при трении скольжении, а также высокая
эрозионная стойкость модифицированного хромистого чугуна
связана с влиянием добавок РЗМ на превращения, происходящие
в поверхностных слоях при трении, а также на
формирование микроструктуры материала.
Отмечено, что в модифицированных чугунах процесс
а—*-\ превращений при трении происходит интенсивнее и
полнее при одинаковых условиях трения. Так, содержание
у-фазы в слое, деформированном при трении, у
модифицированного чугуна доходит до 80%, а у немодифицированного
только до 40%. Вводимые добавки РЗМ препятствуют
диффузии хрома из матрицы зерна при деформировании. Так,
если в матрице недеформируемых слоев
немодифицированного чугуна содержится 6,3—7,4% хрома (при общем
содержании хрома в металле 14%), то у слоя трения количество
хрома в зерне составляет только 4,6%. Матрица
модифицированного чугуна в недеформированном состоянии содержит 9—
11% хрома (при общем содержании в металле 14%) у
поверхности трения содержание хрома почти не изменяется
(10,26%).
В процессе изготовления моделей и деталей проточной
части для промышленных насосов установлено, что
исследуемый чугун имеет удовлетворительные технологические
свойства. Температура заливки чугуна 1490—1510° С способствует
получению заготовок с повышенной чистотой поверхности.
Объемная усадка чугуна сосредоточенная и не превышает
4,5—4,7%, линейная усадка — 1,7%. Термически
обработанный чугун хорошо обрабатывается твердосплавным
инструментом.
Для деталей гидромашин, требующих более высоких
прочностных и пластических показателей материала (в
частности, для деталей узла разгрузки) предпочтительно
использование высокоуглеродистой стали легированной Сг, Мо и \У.
Используемые для этих деталей стали феррита о го, полуфер-
ритного и аустенитного классов в силу их повышенной
склонности к образованию металлической связи и низкой
износостойкости в условиях трения скольжения не обеспечивают
долговечность и надежность работы оборудования.
Сталь мартенситно-карбидного класса, содержащая 0,6—
0,8% С; $1<0,8%; Мп^0,5%; 14—16% Сг; 1,5—2% Мо; 1—
1,5% IV; 5^0,06%; Р<0,04%, согласно проведенным
исследованиям в большей степени удовлетворяет требованиям
эксплуатации. Эта сталь подвергалась . следующей термической
обработке: изотермический отжиг при 950е С с выдержкой при
740° С, закалка с 1 050° С в масле, отпуск при 650 С,
охлаждение на воздухе. Структура стали после закалки и отпуска
перлито-троостнтная с включением мелких карбидов разной
дисперсности (рис. 2). Твердость #0=36—42, предел
прочности 120 кГ/мм*, ударная вязкость ак^0,7 кГ'М/мм2.
Введение в материал молибдена и вольфрама позволяет
при высокой концентрации сохранить содержание хрома
в зерне выше 10%. Коррозионная стойкость стали в
буферном растворе с рН=»9,25 значительно выше, чем у стали ЗА13
и составляет 1,04 мм/год.
Эрозионная стойкость стали 0,7—0,87 по отношению к
стали 1Х18Н9Т. По показателям эрозионной стойкости исследуе-
м
2,0
- '.*
1 **
^ оро
0,60
0,<*0
оло
0
--■
--
,_.
<
1 <
<
/У
—
у
/
1
\:
—
Зу
*+
■--
—
У
—
1Р1$%765 бРффПН&И*
Пить трения,км
Рис. 3. Графики износа
легированной
высокоуглеродистой стали в зависимости от
нагрузки:
Г — р-60 кГ/см*\ 2
37,5 кГ/см*; 3 — р-25
4 — р—12.5 кГ/см'
-р-
кГ/см7;
1
мая сталь значительно
Превосходит большинство
имеющихся материалов [Л. 2].
Молибден и вольфрам
повышают дисперсность
структуры стали. Карбиды этих
элементов, располагаясь по
границам зерен, замедляют
диффузию хрома из зерна
при деформировании
металла. Наличие в структуре
мелкодиоперсных карбидов
Сг, Мо, АУ, а также
высокая прочность матричного
зерна, легированного
хромом, повышают
износостойкость стали при трении
скольжения.
Данная'сталь обладает
хорошей прирабатываемо-
стью в условиях трения
скольжения. Путь
приработки при р= 12,5 кГ/см2
не превышает 125 м. В
процессе исследования
установлено, что
износостойкость стали в основном
зависит от нагрузки (рис.3).
По стойкости против
задирания исследуемая сталь значительно превосходит стали
2X13 и 3X13. Например, во время испытаний образцов из
хромомолибденовольфрамовой стали при нагрузке до
800 кГ[см2, в том числе в паре с образцами из стали 2X13,
задиры на рабочих поверхностях либо не наблюдались, либо
их относительный размер не превышал 100 мкм/м. В то
время, как при испытании образцов из стали 2X13 и 3X13
даже при меньших нагрузках (300—480 кГ/см*) удельный
задир составлял 200—300 мкм/м.
В результате исследования отмечено, что высокие
показатели технологических, механических и антифрикционных
свойств стали получены при обработке ее расплава силико-
кальцием (0,15%) и ферроцерием (0,2%).
Результаты проведенных исследований показывают, что
использование для деталей узлов уплотнения хромистого
чугуна, модифицированного добавками РЗМ и
высокоуглеродистой стали, легированной хромом, молибденом и вольфрамом
позволит в 2—3 раза повысить надежность и долговечность
работы питательных и конденсатных насосов. Это
подтверждается данными промышленных испытаний указанных
материалов на насосах ПЭ 500-180, ПТ 450-300 в системе
Мосэнерго и насосах ПЭ 600-300 на Приднепровской ГРЭС.
Технология выплавки опытных -материалов и отливки из
них деталей проточной части освоены в литейном цехе
Сумского насосного завода, УКРВНИИГилромаше и ИПЛ
АН УССР. Металл плавился в индукционных печах МГП-102,
ЛПЗ-67 и дуговой печи ДСН-0,5 с основной футеровкой.
ЛИТЕРАТУРА
1. А. В. Р а т н с р, Л. Г. Леонова, Повышение
эксплуатационной надежности арматуры высокого и сверхвысокого давления путем
уплотнения изнашиваемых деталей, БТИ ОРГРЭС, 1965.
2. А. В. Р а т н е р. В. Г. Зеленский, Эрозия материалов
теплоэнергетического оборудования, изд-во «Энергия», 1966.
Инж. Б. А. КИРИЕВСКИЙ, кандидаты техн. наук
В, И. ТИХОНОВИЧ, В. Г. ЗЕЛЕНСКИЙ
Институт пробкам яитья АН УССР — Всесоюзный теплотехнический
институт
Рис. 2. Структура высокоуглеродистой легированной стали
(увеличено в 100 раз).
УДК 621.187.12:542.67:678.7.001.42
ПРИМЕНЕНИЕ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ
ДЛЯ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА
ФИЛЬТРОВ ВОДОПОДГОТОВКИ
Преимущества распределительного устройства типа
«ложное дно» для водоподготовительных фильтров, по сравнению
с различными трубчатыми конструкциями, общеизвестны и
достаточно полно отражены в литературе.
Особый интерес представляет применение в конструкции
«ложного дна» стойких к коррозии в агрессивных средах
полимерных материалов, значительно увеличивающих
долговечность конструкции. С этой целью МО ЦКТИ совместно
64
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Рис. 1. Общий вид «ложного дна».
/ — плита сегментная большая; 2 — плита сегментная малая; 3 — плнть
прямоугольная.
с ТЭЦ-9 Мосэнерго были проведены двухгодичные
промышленные испытания такой конструкции в водород-катионитном
и анионитном фильтрах диаметром 3000 мм.
Одновременно были испытаны два опытных образца
«ложных днищ». Каждый из образцов представлял собой
собранный из элементов, со щелевыми колпачками диск, который
устанавливался на специальной опоре (рис. 1). Элементы диска
(плиты) были изготовлены по двум вариантам: из стали Ст. 3
с коррозионностойким покрытием поливинилбутиралем и из
стеклопластиков на различных стеклотканях и синтетических
связующих.
Щелевые колпачки были изготовлены из четырех видов
термопластичных материалов со сменными соединительными
втулками для двух вариантов элементов дисков. По
конструкции щелевые колпачки отличались от колпачков ВТИ-К
значительно меньшим размером рабочих щелей для прохода
воды и реагентов (размер щелей 0,25 мм), переносом шести-
Таблиц а 1
Показатели
Фильтрующая загрузка
Высота слоя загрузки, м
Тип нижнего
распределительного устройства
Количество плит в
ложном дне#
Количество щелевых
колпачков
Отношение 1РЩ6яеЛ к
площади фильтрования, %
Ситовой анализ фракций
ионитов, %
<0,25 мм
0,25—0,315 мм
0,315—0,5 мм
0,5—0,63 мм
0,63—0,8 мм
0,8 и более мм
Рабочая среда
Регенерационный
раствор
Продолжительное ть :
фильтроцикла
взрыхления
подача реагента
отмывки |
Водород-катионит-
ный фильтр I ст.
Катионит КУ-2
2.5
.ложное дно. из
стеклопластиковых
плит
10
524
3.5
1.07
10
25
11.4
37,7
24.1
Вода с жесткостью
2,8—5,0 межа /л
Серная кислота 0,8—
1 %
20 ч
20 мин
1,5-2,5 ч
1,5-2,5 ч
АнионитныА фильтр
II ст.
Анионит 1РА-400
(США)
1.5
.ложное дно" из
стальных плит (Ст. 3),
покрытых поливинил-
бутирллем
10
524
3.5
2.06
1.83
37.8
Ю.Г)5
33.5
5.04
Вода после аниони-
рования в I
ступени с содержанием С1"
от 22 до 100 ме-жв/л,
щелочи 10—22мг-вкв\л,
5Ю»""до 0,5 мг-акв/л,
следы Са + + , Мя+ + .
Едкий натр 4 %
150 ч
20—30 мин
40—50 мин
4—6 ч
Май, 1970
5 Электрические станции № 5.
Рис. 2. Щелевой колпачок в сборе.
гранника в нижнюю часть корпуса, для удобства монтажа и
применением более прочного материала (рис. 2). В табл. I
приведены исходные данные работы фильтров.
После окончания сборочных работ была проверена
герметичность «ложного дна» и плотность стыковых и крепежных
участков; с этой целью проводилась опрессовка «ложного
дна» при заглушённых колпачках давлением воды из
промывочного бака в течение 15 мин; при, этом вода подавалась
в нижнее междудонное пространство с давлением 1 кГ/см2.
Гидравлические характеристики «ложного дна» снимались
при подаче воды сверху вниз.
Испытания проводились при следующих расходах воды:
35; 70; 105 и 140 м3/ч, которым соответствовали скорости
фильтрации 5; 10; 15 и 20 м\ч.
Расход воды намерялся расходометром, установленным на
линии подвода воды к фильтру, а потери напора
(давления) — дифференциальными манометрами. Измерения
проводились через 5—10 мин после изменения нагрузки фильтра.
Вначале измерялся перепад давления в фильтре без
фильтрующего материала.
В табл. 2 приведены усредненные результаты замеров
перепадов давления на «ложном дне».
Измерения с фильтрующей загрузкой проводились сразу
после отмывки ионита (перед пуском фильтра в работу) и
после окончания каждого фильтроцикла (перед
регенерацией ионита). Итоговые показатели работы испытанных
фильтров даны в табл. 3.
Таблица 2
Р.1СХОД ВОДЫ, М*/Ч
35
70
105
140
Перепады давления .на ложном дне", мм рт. ст.
Водород-катио-
нитный фильтр
I ст.
1/22
2/39
3/55
4/80
АнионитныА ф льтр II ст.
1/24
2/42
5/61
7/87
Примечание: числитель—фильтр без загрузки, знаменатель—с
загрузкой (данные усреднены в начале и в конце фильтроцикла).
Таблица 3
Показатели работы
Общее количество фильтроциклов
Общая продолжительность работы, ч
Количество воды, пропускаемое за филь-
троцикл, т
Общее количество воды, пропущенное за
период испытаний, т
Водород,
катионит ный
фильтр I ст.
73 1
1351
1 600
127 20')
Аннонитный
фильтр II ст.
33
3 326
10 000
288 201
Результаты испытаний «ложных днищ» подтвердили
преимущества таких конструкций;, они более экономичны и
долговечны по сравнению с трубчатыми системами. Засорение
щелей в колпачках было незначительным. Полимерные
материалы подтвердили свои высокие противокоррозионные
свойства. По совокупности прочностных, физико-химических и
технологических свойств, а также по стоимости и
дефицитности производства предпочтение следует отдать сополимеру
стирола СНП-2 для щелевых колпачков и стеклопластику
СТЭФ для элементов диска.
Результаты, полученные при испытаниях, легли в основу
разработок серийных конструкций «ложных днищ» из
полимерных материалов для всех типовых фильтров.
Инженеры Р. В. ЭПФЕЛЬБАУМ, А. С. КРАСОВИЦКИЙ
Московское отдолоиио ЦКТИ
============================== 65

УДК 621.187.14.004.68
РЕГЕНЕРАТИВНЫЙ ПОДОГРЕВ ПИТАТЕЛЬНОЙ
ВОДЫ
Экономичность электростанций во многом определяется
эффективностью работы регенеративной системы
турбогенераторов, т. е. степенью подогрева воды в регенеративных
подогревателях низкого и высокого давления, а также
рациональным использованием отборного пара турбин в подогревателях.
Величина подогрева воды в регенеративных
подогревателях турбогенератора определяется температурным перепадом
между греющим паром и нагреваемой водой, а также
абсолютным значением температуры греющего пара в паровом
пространстве подогревателя,, являющейся температурой насыщения
греющего пара. Следовательно, температура подогрева воды
в подогревателе зависит от давления греющего пара в
паровом пространстве подогревателя. При данном давлении в
камере отбора турбины давление в подогревателе определяется
сопротивлением паропровода, соединяющего камеру отбора
с подогревателем. На этом паропроводе имеется арматура,
создающая большое сопротивление: запорная задвижка и
особенно быстродействующий обратный клапан.
В литературе ! имеются сведения о снижении
сопротивления паропроводов к подогревателям низкого давления за счет
ликвидации на них запорной арматуры, а на ПНД,
работающих под вакуумом, удаляются также и быстродействующие
обратные клапаны; для удаления конденсата, наполняющего
подогреватель в случае разрыва его трубок, ПНД
снабжаются гидрозатворами большого сечения.
Быстродействующие обратные клапаны предупреждают
возможность обратного хода пара в турбину при закрытии
ее стопорного клапана, возможность же предотвращения
попадания конденсата в турбину при разрыве грубок
подогревателя с помощью обратных клапанов весьма сомнительна.
Отечественный опыт говорит о том, что возможно
удаление обратных клапанов и на паропроводах ПНД,
работающих под избыточным давлением, но в этом случае турбина
должна быть оборудована еще и элементом защиты,
производящим срыв вакуума в конденсаторе турбины при закрытии
ее стопорного клапана для снижения перепада давлений
между емкостью подогревателя и конденсатором.
Срыв вакуума может быть осуществлен, например, с по-
помощью электромагнитных клапанов типа ЭВ-3. Такая
схема применена на турбине ВТ-50-1 Свердловского турбомотор-
ного завода, где так называемый горизонтальный
подогреватель поверхностью 1 300 м2 и паровым объемом 33 000 л
соединен с отборной камерой турбины без какой-либо арматуры,
но турбина оборудована защитой, срывающей вакуум в
конденсаторе при закрытии ее стопорного клапана.
За период эксплуатации турбины на ТЭЦ было несколько
случаев ее отключения при различных нагрузках под
действием различных защит (неисправность в цепях защиты,
отключение генератора, падение вакуума в конденсаторе). Каких-
либо замечаний при отключении турбины в связи с тем, что
подогреватель турбины связан с камерой отбора без
обратного клапана, не было.
Вопрос удаления обратных клапанов с паропроводов к
ПНД заслуживает серьезного внимания, он должен быть
тщательно изучен.
Инж. Ю. Н. НОВОЖИЛОВ
П 1Ь 20 21* 28 V
Рис. 1. Изменение вязкости при 5
постоянной температуре подогрева
мазута (Гм = 130°С).
шт. ^=*==^
\щви
1,111111
1111 ^*^»Д^ДС
Рис. 2. Датчик
вискозиметра АВШ.
/ — мазутопровод; 2 —
измерительная камера: 3 — сигнальная
катушка; 4 — шарик; 5 —
электромагнит; 6 — сердечник; 7 —
штепсельный разъем.
Определенная вязкость
мазута обычно поддерживается
подогревом его до
определенной температуры. Однако
известно, что не только мазут
разных марок имеет различную
вязкость при одной и той же
температуре, а даже для одной
марки мазута зависимость
вязкости от температуры
неоднозначна, так как согласно ГОСТ
.10585—63 каждая марка
мазута характеризуется
интервалом вязкости. На многих
электростанциях, особенно на тех, которые получают мазут по
мазутопроводу непосредственно с нефтезаводов, вязкость
мазутов находится в широких пределах. Это связано с подачей
на электростанции мазутов разных марок, безмарочных топ-
лив и топливных смесей. На рис. 1 показано изменение
вязкости мазутов за одни сутки на Омской ТЭЦ-3 при
поддержании температуры мазута постоянной (ГМ = 130°С).
Подогрев топлива до температуры, обеспечивающей
вязкость его ниже 3° ВУ при любой марке мазута, казалось, мог
бы удовлетворительно решить поставленную проблему.
Дело в том, что изменение вязкости в пределах до 3°
ВУ практически мало влияет на тонкодисперсность факела.
Это влияние становится заметным при превышении вязкости
более 3° ВУ [Л. 1 и 2]. Однако такой способ неэкономичен,
так как он связан с ростом потерь тепла в атмосферу, а
также недопустим по технологическим требованиям.
Из изложенного ясно, что регулирование подогрева
топлива до соответствующей температуры требует непрерывной
информации о его вязкости.
Существующие приборы для измерения вязкости мазутов
не получили распространения на электростанциях в системах
автоматизации подогрева топлив, так как они либо не
отвечают техническим требованиям электростанции (в основном),
либо непригодны для непрерывного замера вязкости.
Восточным филиалом ВТИ разработан автоматический
вискозиметр типа АВШ со следующими техническими
данными:
н<
ТЭЦ
Диапазон измерения
Погрешность измерения
Температура измеряемой среды
Давление измеряемой среды
Питающее напряжение
Частота
Потребляемая мощность
Температура окружающей среды
Влажность окружающей среды
(2-НЗ )• ВУ
±2,5 %
(0-4-200)° С
(<Н-«0) к Г/см*
220 в
50 гщ
100 шт
(— 30-*-+55 )• С
НО % (отн. влчж )
УДК 621.311.22:662.94
АВТОМАТИЗАЦИЯ ПОДГОТОВКИ ЖИДКОГО
ТОПЛИВА К СЖИГАНИЮ НА ЭЛЕКТРОСТАНЦИЯХ
При работе электростанций на жидком топливе особое
место занимает подготовка его к сжиганию. Главная задача
при этом — обеспечение необходимой вязкости мазутов путем
подогрева в мазутоподогревателях.
Особенно остро стоит вопрос поддержания постоянной
вязкости при сжигании сернистых мазутов с малыми
избытками воздуха. Оптимальной для сжигания мазутов на
электростанциях принята вязкость от 2 до 3° ВУ (градусов
условной вязкости).
1 Экспресс-информация «Теплоэнергетика», Некоторые нопросы
проектирования регенеративных подогревателей низкого давлении, 1968.
М 13.
Маьут к форсункам
Рис. 3. Принципиальная схема авторегулирования
вязкости.
/ — датчик вискозиметра; 2 — вторичный прибор
вискозиметра; Л — электронный регулятор РПИК-Т; 4 —
регистрирующий прибор ПСР; 5 —колонка дистанционного
управления; МП — мазутопологреватель.
66
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАН11ИИ

с.
•с
но
по
У
2-
:—>^=
* ■
120
Рис. 4. Изменение вязкости и
температуры мазута при работе системы
авторегулирования вязкости.
Рис. 5. Временная
характеристика мазутоподогревате-
ля при скачкообразном
изменении расхода греющего
пара (на 20%).
15 мим
Вискозиметр состоит из первичного датчика (рис. 2),
устанавливаемого непосредственно на мазутопроводе либо на
отборе из него, и вторичного прибора. Замер вязкости
основан на классическом принципе определения времени
свободного падения шарика в мазуте с определенной высоты.
Вторичный прибор преобразует этот сигнал в непрерывный сигнал
постоянного тока, который может быть использован как для
регистрации, так и для системы автоматического
регулирования вязкости.
На рис. 3 показана схема авторегулирования вязкости
с воздействием на подогрев мазута с использованием в
качестве датчика вискозиметра АВШ (схема работает на ТЭЦ-3
г. Омска). Эта схема поддерживает вязкость мазута, равную
2,5° ВУ, при отклонении от средней точки на ±0,5° ВУ,
сохраняя тем самым интервал изменения вязкости в процессе
работы в пределах от 2 до 3° ВУ. На рис. 4 показан
характер изменения температуры и вязкости мазута при работе
данной системы.
Следует иметь в виду, что объекты регулирования этих
систем (мазутоподогреватели) обладают большой
инерционностью. На рис. 5 приведена временная характеристика ма-
зутоподогревателя. Такая неблагоприятная динамическая
характеристика затрудняет наладку системы автоматического
регулирования с использованием серийного регулятора, без
усложнения схемы регулирования. Однако система была
выполнена по одноимпульсной схеме благодаря некоторой
переделке серийного регулятора (типа РПИК-Т): на выходных
реле было дополнительно установлено по одной паре
замыкающих контактов. Эти контакты в момент срабатывания
регулятора подсоединяют параллельно сопротивлению /?»
дополнительное сопротивление /?'э.
Варьируя величинами этих двух сопротивлений,
сравнительно легко можно добиться качественной работы системы
автоматического регулирования вязкости.
ЛИТЕРАТУРА
1. 3/И. Геллер, Н. А. М и л о в а, Г. В. Ковальский,
Некоторые особенности испарения и горения капель высоковязхих крекинг-
остатков. Известия вузов, сНефть и газ», 1959, М б.
2. Г. И. Фук с, Вязкость и пластичность нефтепродуктов, Гос-
топиздат, 1951.
Инженеры А. Н. МЕЛЕХИН, А* 3. СМЕТАНА
ВоФВТИ
УДК 621.186.2:644.1:62-75*
ЗАЩИТА АБОНЕНТСКИХ ОТОПИТЕЛЬНЫХ СИСТЕМ
ОТ ПОВЫШЕНИЯ ДАВЛЕНИЯ В ОБРАТНОМ
ТРУБОПРОВОДЕ
При эксплуатации магистральных и разводящих тепловых
сетей г. Свердловска, проложенных со значительной разницей
геодезических отметок, возникает опасность повышения
давления в обратном трубопроводе при внезапных остановках
сетевых насосов у источника теплоснабжения.
Положение усугубляется в случае отключения насосов при
высокой температуре воды в подающем трубопроводе,
поскольку давление в тепловой сети будет определяться
температурой насыщения и может превысить допустимое для
отопительных приборов. Кроме того, остановка циркуляционных
насосов при температуре теплоносителя 170° С и падении
давления до 8,0 кГ/см2 связаны с явлением парообразования.
В этом случае работа системы на участках расположения
насосных перекачивающих станций становится невозможной
до полного обеспаривания подающего трубопровода.
Очевидно, что при длительном прекращении циркуляции при
температуре наружного воздуха, доходящей на Урале до —35° С
и ниже, и опасности повышения давления в обратном
трубопроводе создается серьезная аварийная ситуация для всей
отопительной системы в целом.
В теплосети Свердловэнерго предложена и осуществлена
в отопительный сезон 1967—196в гг. защита абонентских
тепловых вводов города от повышения давления в обратном
трубопроводе без прекращения циркуляции теплоносителя.
В основу схемы защиты положена возможность
использования резервных насосов на перекачивающих и подмешивающей
станциях.
На рис. 1 дана принципиальная схема тепломагистрали
с насосными станциями и выполненным защитным комплексом.
В соответствии с принятыми условиями при нормальной
работе системы теплоснабжения на всех трех станциях есть
действующие и резервные насосы. На станциях перекачки
(пункты Б, Д) в напорные патрубки резервных насосов между
задвижками 3 и обратными клапанами 4 врезались перемычки
с клапанами 6 и запорными задвижками 7, соединяющие
между собой обратный и подающий магистральные
трубопроводы.
На подающем трубопроводе со стороны всасывающего
коллектора перекачивающих насосов 10 и у всасывающего
коллектора действующих насосов на обратном трубопроводе
устанавливались электроконтактные манометры (ЭКМ) 9\ и
92. На станции подмешивания (пункт С) ЭкМ
устанавливались на всасывающем и напорном коллекторах насосов.
Электрические цепи от ЭКМ связаны с пусковым устройством
электродвигателей.
На пункте Б между всасывающим и напорным
коллекторами действующих насосов врезался байпас 13 с
электроприводной задвижкой, служащий для подпитки сети при
аварийном режиме. Для ввода в действие защитного комплекса
достаточно закрыть задвижки 3 и открыть задвижки 7, а в цепи
управления подать напряжение.
Предложенная схема защиты относительно просто решает
вопросы, связанные с нарушением режима работы
тепломагистрали. Действие ее происходит в следующей
последовательности.
Отключение сетевых насосов в пункте А вызовет
понижение давления в подающем трубопроводе. Если в пункте Б
давление снизится до 10 кГ/см2, а на пункте Д до 8,5,
произойдет замыкание контактов ЭКМ 9\ с подачей импульса
на включение электродвигателей защитных насосов. Пуск
резервных насосов при работающих насосах приведет к
понижению давления во всасывающих коллекторах. В случае
снижения давления до 0,4 кГ/см2 замкнутся контакты ЭКМ 9г
с подачей импульса на отключение одного из работающих
насосов в пункте Д и обоих насосов в пункте Б. Это
предохранит от возможного опорожнения отопительных систем
домов повышенной этажности в зоне Е—Д и уменьшит
давление в обратном трубопроводе в зоне Б — А.
Включение резервного насоса на станции подмешивания
(пункт С) произойдет при повышении давления в обратном
трубопроводе до 6,0 кГ/см2 или понижении в подающем до
9,0 кГ/см2.
При автоматическом отключении работающих насосов
в пункте Б подается импульс на открытие задвижки у
байпаса. После включения резервных насосов теплоноситель из
обратного трубопровода 8 по леремычшам 5 заканчивается
Май, 1970
5*
67

Рис 1. Принципиальная схема тепломагистрали.
/ — действующие насосы; 2 — резервные; 3 — задвижки; 4 — обратный клапан; 5 — перемычки; 6-
клапан; 7 —запорные задвижки; о —обратный трубопровод; 9\ и 92 — электроконтактные маномет
ры; 10 — перекачивающие насосы; // — подающий трубопровод; 12 — баки-аккумуляторы;
13 — байпас.
в подающий трубопровод, благодаря чему поддерживается
давление в обратном трубопроводе на уровне, безопасном для
отопительных систем города, а в подающем трубопроводе —
выше уровня невскипания при /1 = 17СГ С, кроме того
сохраняется циркуляция воды в тепломагистрали и на тепловых
вводах.
После восстановления нормального режима работы
системы теплоснабжения резервные насосы останавливаются.
Для определения давления теплоносителя в характерных
точках тепломагистрали лабораторией теплофикации ВТИ был
проведен гидравлический расчет системы при оптимальном
режиме на машине «Урал-2». По результатам расчета на
км
О!
кГ/смг
15
Ю
2,5
рис. 2,а приведен
пьезометрический график. Линия
статического напора при
остановленных сетевых и
перекачивающих насосах взята из данных
испытаний тепломагистрали
СУ ГРЭС — Свердловск на
расчетную температуру
теплоносителя.
Из рис. 2 следует, что при
остановке сетевых насосов у
источника теплоснабжения
отопительные приборы ряда
потребительских вводов
Свердловска оказываются под
недопустимо высоким давлением.
Если же рассматривать
режим работы системы
теплоснабжения при действующем
защитном комплексе, то расчетами,
проведенными в теплосети
Свердловэнерго, установлено,
что ни в одной точке
магистральных и разводящих сетей
города давление в обратных
трубопроводах не превосходило
допустимого для чугунных
отопительных батарей. В то же
время количество
циркулирующей воды в системе и
располагаемые перепады давления на
тепловых вводах оказывались
достаточными для работы
элеваторных смесительных узлов.
Для опробования предложенной схемы защиты в
отопительный сезон 1967—1968 гг. в Свердловской тепловой сети
были проведены ее производственные испытания при
расчетной температуре теплоносителя 170° С.
В соответствии с программой испытаний при аварийном
отключении всех трех ступеней сетевых насосов на СУГРЭС
фиксация изменяющегося давления теплоносителя в пунктах Л
и />, С, Д и Е производилась с помощью самопишущих
приборов и визуально.
В пунктах Б, Д и Е применялись манометры типа
МСТМ-430, переделанные на частоту вращения диска 1
оборот за 20 мин. Столь значительная частота вращения давала
возможность записать на диаграмму изменение давления
теплоносителя на пунктах в переходный период с достаточной
для расшифровки точностью.
Для возможности построения пьезометрического графика
для тепломагистрали и графиков давления в трубопроводах
тепловых вводов, расположенных на различных геодезических
отметках, в~ контрольных вводах устанавливались
лабораторные манометры, показания которых записывались
наблюдателями. Одновременно по ртутным термометрам с ценой
деления 0,1° С велись записи температуры воды.
Для определения времени вступления в действие
защитного комплекса с момента отключения сетевых насосов в
пункте «Л» службой автоматики'и тепловых измерений
Свердловэнерго совместно с персоналом теплосети и СУГРЭС были
произведены соответствующие замеры путем осциллографиро-
вания процесса с одновременным снятием разгонной
характеристики электродвигателя защитного насоса.
Перед началом испытания при расходе сетевой воды
в пункте А (?1 = 4750 г/ч, С2 —3 120 т/ч, в контрольных
участках тепломагистрали отмечены параметры, приведенные в
таблице.
За 20 мин до начала опыта начинались записи показаний
приборов; за 5 мин до отключения насосов на СУГРЭС были
•пущены в ход самопишущие манометры. Остановка сетевых
насосов всех трех ступеней в пункте Л произведена 19 апреля
1968 г. в 14 ч 15 мин с помощью аварийных кнопок со щита
управления. Через 11,8 сек после нажатия кнопок сработало
Ч)Ь 112
б)
21.7
нм
Рис. 2. Пьезометрический график.
в —при оптимальном режиме системы; б — при аварийном режиме.
/ — подающий трубопровод; 2 — обратный; .7 — статический напор.
—.. — . . — . —через 20 мин после отключения насосов на
СУГРЭС; за 20 мин до отключения.
Показатель
Расстояние, км
Давление, кГ/см*:
я,
Температура, °С
и
и
Пункт наблюдения
А
0
Ю.Г>
3.1
170
00
Б | С
10.4
12.7
0/.
160
КЗ
17.2
10.Я
4.1
ПЗ
Д
21.7
1.8
147
05
Е
25.6
0.0
4.4
140
[ 60
68
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИЙ

Рис. 3. Диаграмма давления в подающем трубопроводе
в пункте Б.
автоматическое устройство защитной схемы в пункте Б и
через 3,2 сек электродвигатель резервного насоса вращался
с номинальной частотой, основные перекачивающие насосы
отключились через 14 сек. Через 15,5 сек в подающем и
обратном трубопроводах установилось давление доаварнйного
режима.
В пункте С включение резервного насоса произошло через
17,6 сек и в пункте Д через 20 сек после остановки насосов
на СУГРЭС. Следовательно, время, необходимое для ввода
в действие защитного комплекса, равно 20 сек.
В насосных станциях наиболее низкое давление 8,6 кГ/см2
зафиксировано в подающем трубопроводе на пункте С.
Полученный минимальный уровень давления дает возможность
повышать температуру теплоносителя в тепломагистрали до
170? С. Максимальное давление в обратном трубопроводе на
тепловых узлах абонентов за время опыта имело место
в пункте Е и достигало 3,6 кГ/см2, т. е. оказалось ниже
поддерживаемого при обычном эксплуатационном режиме.
Наименьшее значение давления в подающем
трубопроводе 6,0 кГ/см2 при температуре воды 166° С отмечено в самой
высокой точке тепломагистрали на расстоянии 13,8 км от
пункта А. На этом участке возникали условия для
парообразования. Однако ни во время аварийного режима, ни в
период восстановления давления выше уровня невскипания
гидравлических ударов шума и вибрации трубопроводов не
наблюдалось.
Во время опыта, продолжавшегося 1 ч, подпитка
тепломагистрали водой в количестве 1 200 т/ч осуществлялась из
баков-аккумуляторов в пункте С и через байпас 13 в
пункте Б, что оказывалось возможным из-за разности давления
в напорном и всасывающем коллекторах действующих
насосов, достигавшей 1,8—2,5 кГ/см2 и обусловленной действием
отопительных систем, подключенных к тепломагистрали на
участке А—Б, а также работой подпиточных насосов
в пункте А.
При включении трех резервных насосов в подающий
трубопровод закачивалось 4 600 т/ч воды из обратного
трубопровода, т. е. на 3,2% меньше доаварнйного режима.
(Количество сетевой воды, поступавшей по подающему
трубопроводу на участке Д— С уменьшилось с 4000 до 36О0 т/ч, т. е.
на 10%.
Располагаемые перепады давления на тепловых ,вводах
изменялись незначительно и оказывались достаточными для
работы отопительных систем с элеваторными смесительными
узлами. Что касается температуры теплоносителя, то
согласно полученным замерам и расчету она в течение 4 ч после
остановки насосов в пункте А поддерживается в пунктах С
и Дна уровне 120—95°С.
Для иллюстрации полученных результатов испытания на
рис. 2 дан пьезометрический график аварийного режима
тепломагистрали. На рис. 3 приведена диаграмма давления в
подающем трубопроводе, записанная на пункте Б во время
переходного периода от нормального режима к аварийному.
Май. 1970 . .
Из особенностей, встретившихся при испытании, следует
отметить переменный температурный режим тепломагистрали,
возникающий при включении резервного насоса в пункте Б.
когда вода в подающем трубопроводе с температурой 170° С
замещалась водой из обратного трубопровода с температурой
60' С со скоростью 1,2 м/сек. Разница в температуре
сменяющихся сред, доходившая до 110° С, не оказывала видимого
влияния на трубопроводы, опоры, сальниковые и П-образные
компенсаторы. Несущественное значение имело указанное
изменение температуры и при проверочном расчете элементов
трубопроводов и строительных конструкции на прочность.
В несколько худшем положении оказались разделяющие
задвижки с паронитовымн прокладками во фланцевых
соединениях, установленные на магистральном трубопроводе. В
первый момент набегания схолодногт» потока на задвижки
наблюдался незначительный пропуск во фланцевых соединениях.
Через 1,5—2 мин после естественного охлаждения
стягивающих шпилек пропуски прекращались. Остановка резервного
насоса и последующее замещение «холодной» воды в
трубопроводе водой с температурой 170* С не приводило к
пропускам во фланцевых соединениях.
Не .подтвердились опасения о чрезмерном возрастании
давления в подающем трубопроводе в пункте А при
одновременном включении трех ступеней сетевых насосов и всего
защитного комплекса. Замеры показали, что в пределах
трубопроводов бойлерной СУГРЭС и в контрольных точках
тепломагистрали давление не превышает расчетное.
Предложенная схема защиты не приводит к снижению
надежности работы станции перекачки, так как имеется
возможность использовать резервные насосы как для защиты, так
и по прямому назначению. Например, при аварийном
отключении одного из работавших перекачивающих насосов и
повышении в следствии этого давления в обратном трубопроводе
автоматически включается резервный насос. В этом случае
станция перекачки будет одновременно и подмешивающей, что
приводит к некоторому понижению температуры
теплоносителя в подающем трубопроводе -и повышению его давления.
При кратковременном включении это обстоятельство не имеет
существенного значения для отапливаемых зданий. При
-длительной остановке рабочего насоса задвижками 4, 7 можно
распределить количество перекачиваемой резервным насосом
воды на подмешивание и откачку в любой пропорции.
Открытием задвижки 7 резервный насос переводится в режим
рабочего перекачивающего насоса.
При анализе различных 'аварийных ситуаций
рассматривался случай остановки всех перекачивающих насосов на
обратном трубопроводе в пункте Д. В этом случае повышение
давления во всасывающем коллекторе приведет к включению
резервного насоса. Если давление будет более 4 кГ/см*,
снижение его производится путем отключения части насосов 10
на подающем трубопроводе в пункте Б.
При отказе на включение защитного насоса на станции
перекачки оставшаяся в работе часть защитного комплекса
обеспечивает поддержание безопасного давления в обратном
трубопроводе, однако в наиболее высоких точках
тепломагистрали давление в подающем трубопроводе становится ниже
уровня вскипания при Г1=170РС. Выше указывалось, что эти
зоны парообразования не вызывают гидравлических ударов
и с восстановлением давления исчезают.
Возможность одновременного отказа на включение
электродвигателей защитных насосов на двух станциях
маловероятна. Если, однако, это случится, произойдет также
расстройство системы теплофикации, причем давление в обратном
трубопроводе на участке Е—й будет поддерживаться
перекачивающимися насосами пункта Д на безопасном уровне для
потребительских тепловых вводов.
Последующим пуском защитных насосов возможно
восстановление нормального режима работы тепломагистрали
без предварительного обеспаривания подающего
трубопровода.
Практическая проверка действия защиты при различных
искусственно создаваемых аварийных ситуациях показала
четкое действие всех элементов защитного комплекса и
характеризовала достаточную эффективность описанной схемы
защиты.
На основании положительных результатов испытаний
предложенная схема защиты введена в эксплуатацию на
тепломагистрали СУГРЭС — Свердловск с отопительного сезона
1968 г.
Инж. В. А. ЕФИМОВ
Смрдпов»м«рго
69

УДК 621.313.322-81.012
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК X. X.
И ТРЕХФАЗНОГО К. 3. ТУРБОГЕНЕРАТОРОВ
ПО ХАРАКТЕРИСТИКАМ БЛОКА ГЕНЕРАТОР-
ТРАНСФОРМАТОР
Современные крупные турбогенераторы соединяются с
повышающими трансформаторами по схеме блока закрытыми
шинопроводами без разъединяющих устройств. В связи с этим
снятие характеристик холостого хода (х.х.х.) и трехфазного
короткого замыкания (х. т. к. з.) крупных турбогенераторов
связано с большими трудностями. Эти характеристики практически
легко снять для блока генератор—трансформатор. Так как
для определения некоторых параметров, регулировочных
характеристик и обследования исправности обмоток генератора
требуется знание генераторных характеристик, то необходимо
найти достаточно точный способ перехода от характеристик
блока генератор — трансформатор к генераторным
характеристикам.
В статье А. Н. Сахиовского и Н. Л. Сахновского «Способ
получения характеристики короткого замыкания генератора» *
были предложены два способа получения х. т. к з.
генератора по характеристике блока генератор—трансформатор.
Проведенная проверка показала, что эти способы не обладают
достаточной точностью.
Далее предлагаются способы, применяемые группой
испытания электрических машин предприятия «Мосэнергоремонт»,
для определения х. х. х. и х. т. к. з. генераторов по
соответствующим характеристикам блока генератор — трансформатор
Определение х. х. х. генератора. Эта характеристика
определяется следующим образом.
Снимается х. х. х. блока генератор—трансформатор при
номинальной частоте вращения и одновременно измеряются
токи намагничивания блочного трансформатора. Далее
строятся х. х. х. блока и зависимости тока намагничивания
трансформатора от тока ротора генератора.
Сравнение х. х. х. блоков и генераторов, снятых опытным
путем, показывает, что в начальной части практически до
номинального напряжения генератора характеристики
совпадают. Выше номинального напряжения токи намагничивания
блочного трансформатора резко возрастают. Пропорционально
этим токам возрастает реакция якоря и падение напряжения
на расчетном реактивном сопротивлении генератора. В связи
с тем, что при снятии х. х. х. по блочному трансформатору
протекает чисто намагничивающий (отстающий) ток, реакция
якоря генератора от этого тока размагничивает машину.
Поэтому для создания одной и той же э. д. с. генератора при
снятии х. х. х. блока генератор — трансформатор потребуется
больший ток возбуждения, чем при снятии х. х. х.
генератора.
Следовательно, для построения х. х. х. генератора по
соответствующей х. х. х. блока генератор — трансформатор
необходимо знать падение напряжения на расчетном,
реактивном сопротивлении и ток возбуждения для компенсации
размагничивающего действия реакции якоря. Падение
напряжения определяется по формуле
С/р — Хр/ ст,
(1)
где Ге» — ток намагничивания блочного трансформатора;
берется из определенной зависимости тока
намагничивания от тока ротора;
хр — расчетное реактивное сопротивление, ом, которое
подсчитывается по формуле
хр = —7— , отн. ед.
Здесь /к — ток ротора, соответствующий /ст пом по
характеристике х. т. к. з. генератора; 1а—ток ротора,
соответствующий реакции якоря при /гТ пом, подсчитывается по
формуле (2); /'о ток ротора, соответствующий С/ст.иом по
спрямленной х. х. х. блока.
Ток возбуждения, соответствующий реакции якоря,
определяется по формуле
/р.я Я8в к/ ет в 1»35
кпк
Е27
т
ст
щ
/'ст. Д>
(2)
где к, кр, ку, кф — коэффициенты, соответственно приведения
тока статора к току ротора; распределения обмотки статора;
укорочения шага обмотки статора; формы поля возбуждения,
последний определяется по формуле
кф =
8в1п— у
Здесь у — отношение части полюса, занятого обмоткой
ротора, ко всему полюсному делению; хюсг, '^р — число витков
соответственно в фазе обмотки статора; в обмотке ротора на
полюс.
По формулам (1) и (2) для одного из токов
намагничивания определяем падение напряжения на расчетном
реактивном сопротивлении и ток возбуждения, соответствующий
реакции якоря.
Пренебрегая углом сдвига (1—2°) между напряжением
генератора и падением напряжения на расчетном реактивном
сопротивлении, к х. х. х. блока генератор — трансформатор
добавляем ординату, равную С/р, а от этой ординаты
откладываем абсциссу, равную /|.я (рис. 1). В результате получим
прямоугольный характеристический треугольник, верхняя
точка гипотенузы которого даст точку х. х. х. генератора. Как
видно из уравнений (1) и (2), стороны полученного
треугольника пропорциональны току намагничивания блочного
трансформатора. Последующие точки х. х. х. генератора можно
получить, построив характеристические треугольники или, как
показано на рис. 1, переместив гипотенузу первого
треугольника параллельно самой себе и пересчитав ее
пропорционально соответствующим токам намагничивания.
Коэффициент приведения тока статора к току ротора
можно также определить следующим образом:
0~2)*
(3)
где ха — синхронное реактивное сопротивление по продольной
оси; определяется по спрямленной х. х. х. блока
генератор — трансформатор и х. т. к. з. генератора;
'"к
7~ — отношение тока ротора к току статора; берется из
' к
х. т. к. з. генератора.
Сравнение построенных х. х. х. генераторов и опытных
дает тюлное совпадение характеристик (рис. 1).
Определение х. т. к. з. генератора. Для определения этой
характеристики снимаем х. т. к. з. блока
генератор—трансформатор при номинальной частоте вращения; одновременно
измеряем напряжения на блочном трансформаторе.
Производим графическое построение снятых х. г. к. з. блока
генератор — трансформатор и зависимостей напряжения на
трансформаторе от тока ротора.
Из схем замещения (рис. 2), построенных для одного и
того же напряжения Е'о, следует:
Е'о^=Хг1г\
Е о = *г* бл "Н^тр'бл>
С/тр^Хтр/бл»
(4)
(5)
(6)
й ^2
Рис. 1.
Характеристики х. х.
генератора ТВВ-165-2.
/.— опытная х. х. х.
блока; 2 — генератора;
3 —опытная зависимость
тока намагничивания
блочного
трансформатора от тока ротора
генератора.
а, б, в, г — точки х. х. х.
генератора,
определенные пересчетом.
сЭмктршчесжм сташцшг», 1987, М 8.
70
■^
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

Рис. 2. Схема смещения трехфазного к. з. на выходах
генератора (а) и ?'л блочным трансформатором (б).
Рис. 3. Характеристики
генератора ТВВ-320-2.
/ — опытная х. т. к. з. блока;
2 — генератора; 3 — опытная
х. х. х. блока; 4 — генератора;
5 — опытная зависимость
напряжения на блочном
трансформаторе от тока ротора генератора.
а, б, в — точки х. т. к. з.
генератора, определенные
пересчетом.
1000
2000с
После совместного решения уравнений (4) — (6) получим
уравнение пересчета х. т. к. з. блока генератор —
трансформатор к х. т. к. з. генератора:
/,
'б* с» // »
(7)
где /г — ток трехфазного к. з. генератора; /бл—ток
трехфазного к. з. блока; Е\ — э. д. с. генератора; берется по
спрямленной х. х. х. блока генератор — трансформатор, так как
спрямленные х. х. х. блока и генератора не различаются.
(Утр —напряжение на трансформаторе в режиме трехфазного
к. з. блока; берется по снятой зависимости напряжения на
блочном трансформаторе от тока ротора.
Используя спрямленную х. х. х. блока генератор —
трансформатор, по уравнению пересчета (7) определяем точки
х. т. к. з. генератора. Построенные х. т. к. з. генераторов
полностью совпадают с опытными (рис. 3).
Изложенные способы определения х. х. х. и х. т. к. з.
турбогенераторов по характеристикам блоков генератор —
трансформатор можно применять и для определения
характеристик гидрогенераторов. В этом случае в формуле (2)
коэффициент формы поля возбуждения (кф) необходимо
подсчитывать для явнополюсных синхронных генераторов.
Инженеры В. М. КУДРЯШОВ, В. И. СЫЧЕВ, М. Л. ШМУЛЕНЗОН
Месэн«ргор«монт
УДК 621.316.542.064.241.027.3.004.68
ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ВОЗДУХОПРИГОТОВИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ВОЗДУШНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
Для обеспечения воздушных выключателей
распределительных устройств станций и подстанций сухим сжагым
воздухом 'Предназначены воздухопри готов ительные установки,
в которые входят компрессоры типа ВШ-3/40, редукционные
клапаны типа РК-3, воздухосборники и арматура. К
установкам подобного типа предъявляются следующие требования '.
1. Пополнение расхода воздуха на утечки и вентиляцию
выключателей рабочими компрессорами должно обеспечивать-
1 См. Правила технической эксплуатации электрических станций и
сетей, иэд-во сЭнергия», 1968.
ся не более чем за 30 мин. Время между остановкой и
последующим запуском рабочих компрессоров, определяемое и*»
аоянным расходом воздуха на утечки и вентиляцию, должно
быть не менее 60 мин.
2. Пропускная способность редукционных клапанов и
воздухопроводов распределительных сетей должна обеспечить
восстановление давления воздуха в резервуарах воздушных
выключателей не более чем за 3—5 мин после срабатывания
в режиме неуспешного АПВ до давления, при котором
допускается работа в режиме ЛПВ.
3. Номинальная относительная влажность сжатого
воздуха рабочего давления аппаратов должна быть не более
50%.
При проектировании воздухоприготовительной установки
конкретной подстанции исходят из этих общих требований.
В процессе монтажа, наладки и эксплуатации схем
воздухораспределительной сети и вторичной коммутации, а также
оборудования воздухоприготовительных установок выявлены
некоторые дефекты и конструктивные недоработки
оборудования, а также недостатки проекта. В последние годы выпущен
новый типовой проект воздухоприготовительной установки,
в котором учтены основные недостатки, существовавшие
ранее, однако они устранены неполностью.
К дефектам оборудования относится конструктивная
недоработка редукционного клапана РК-3. Паспортная
производительность клапана равна 20 000 л/мин, однако
фактическая производительность его намного ниже. Сравнение
опытных характеристик, снятых при двух регулировках давления
закрытия 20 и 22,5 ат (1,9 и 2,25 Мн/м1) с теоретической и
заводской (рис. 1) показывает, что производительность
клапана в диапазоне давлений 18—22 ат (1,77—2.16 Мн1мг)
резко снижается и намного ниже паспортной. При постоянной
величине расхода на утечки и вентиляцию давление в
резервуарах выключателей не поднимается выше 19,5 ат
(1,9 Мн/м2), несмотря на то, что клапан отрегулирован на
давление закрытия около 22 ат (2,16 Мн/м2).
Отключение одного выключателя напряжением до 110 кв
сопровождается сравнительно небольшим расходом воздуха,
поэтому давление в магистрали и в выключателе
восстанавливается медленно. При отключении выключателя напряжением
220 кв и выше расход воздуха больше, поэтому клапан
открывается больше и до давления воздуха в резервуаре
аппарата 17—18 ат (1,66—1,77 Мн/мг) производительность его
относительно высока, хотя и меньше паспортной. После 18 ат
(1,77 Мн/м2) восстановление давления замедляется, причем
часто срабатывает сигнализация снижения давления в
магистрали 20 ат (1,9 Мн/м2).
Для повышения надежности воздухораспределительной
сети в последнее время клапаны РК-3 реконструируются
с целью повышения производительности в диапазоне давлений
от 18 до 21 ат (1,77—2,06 Мн/м2). Клапан типа ЭПК-19
с электрическим управлением, разработанный ОРГРЭС на
базе клапана РК-3, имеет удовлетворительные характеристики.
Для клапана такой
конструкции (по одному на
магистраль) полностью
обеспечивают расход воздуха
самой мощной подстанции.
К недостаткам
типового проекта относятся:
1. Отсутствие
принудительной вентиляции в
помещении компрессорной. Это
приводит к повышенному
нагреву оборудования,
ухудшению охлаждения блока
холодильников и, как
следствие этого, к перегреву
воздуха на выходе
конечного водомаслоотделителя.
На некоторых подстанциях
даже в зимнее время при
температуре до—40° С в
помещении компрессорной
температура +35° С и
выше, в то время как
Правилами устройства и
безопасной эксплуатации
воздушных компрессоров и
воздухопроводов допускается
нагрев до. +30° С.
Температура масла в картерах
компрессоров не опускается
ниже + 55° С.
21 атп
Рис. 1. Зависимость
производительности редукционного
клапана РК-3 от изменения
давления в магистрали потребителей.
/ — теоретическая кривая; 2 —
паспортная кривая производительности
при исходном давлении
редуцирования Р1-40+38 ат; 3 — опытная при
давлении редуцирования 2Э ат и
исходном давлении Р|-40-"-33 ат;
4 — то же при давлении
редуцирования 22,5 07.

м'Ь
160
щ
МО
1?0
100
80
ВО
20
0
V
<
.... V
1 '(
\
~л у
V
/>
1 К
Л
\\
\
^
5 д
ль
1 »
Рис. 2. Зависимость
производительности
компрессора от
перегрева воздуха на
выходе конечного водо-
маслсюгделителя.
/— при температуре в
помещении
компрессорной + 10*0; 2- +40° С.
Повышенный нагрев помещения
и оборудования приводит к
снижению производительности компрессоров
и повышенному износу оборудования.
Как видно из рис. 2, перегрев
воздуха на выходе конечного водомасло-
отделителя компрессора приводит к
резкому уменьшению
производительности.
При резком охлаждении воздуха
в воздухосборниках компрессорного
давления (перепад температур
достигает иногда 70—80° С)
происходит сокращение объема воздуха на
30—40%- Следствие этого — частые
пуски компрессоров при большой
продолжительности работы за время
одного включения.
Проектным организациям
необходимо предусматривать
оборудование помещения компрессорной
принудительной вентиляцией, которая
должна дополнять естественную и ав-
томагически включаться при запуске
компрессоров и на все время их
работы. Существующие компрессорные
также необходимо оборудовать
принудительной вентиляцией, как
рекомендуется Правилами устройства.
Для учета перепада температур
в районах с резко континентальным климатом необходимо
при расчете производительности воздухоприготовительной
установки вводить коэффициент, предусматривающий
увеличение примерно в 1,3 раза расчетной производительности,
определявшейся ранее по величине постоянных утечек и
расхода воздуха на вентиляцию выключателей.
2. Недостаточная надежность схемы автоматического
управления компрессорами, в результате чего возможно
повреждение основного оборудования и длительный вывод в
ремонт схемы автоматики.
Так, по цепи размыкающих контактов сигнальных реле
1РУ—5РУ (рис. 3), включенных последовательно с обмоткой
реле 2РП типа РП-256, в случае повреждения диодов
выпрямительного моста течет ток к. з., под действием которого
контакты сигнальных реле обгорают. Конструкция реле типа
РУ-21 не позволяет быстро сменить контакты. Как правило,
нужно менять контактный мостик, что практически
равнозначно замене реле.
Если выполнить схему по рис. 4, то при повреждении
диодов ток к. з. ограничивается добавочным сопротивлением
1 000 ом и контакты реле не обгорают. Устранение дефекта
при этом сводится к перепайке диодов выпрямительного моста
обмотки реле 2РП.
Для отключения компрессора при прекращении работы
вентилятора обдува служат контакты магнитного пускателя
вентилятора (ПМВ, рис. 3), заведенные в цепь обмотки
магнитного пускателя компрессора (ПМК). Однако в
эксплуатации встречаются нарушения работы вентилятора, при которых
пускатель вентилятора остается включенным. К ним относятся
-"120
пнк
-Г ^220
РЗ
Н& № Ш 50*
НЗгЗ
Т(Г4
РП
РВ
ВР
ПМВ
"II—
повреждения крыльчаток
вентилятора, двигателей
вентилятора и т. п. При этом
компрессор длительное время работает
на нагнетание с нарушенной
вентиляцией, что приводит к
общему нагреву оборудования
и наполнению
воздухосборников горячим влажным
воздухом.
Применение схемы по
рис. 4, в которой блокировку
цепи обмотки магнитного
пускателя компрессора выполняет
промежуточное реле РП,
управляемое контактами ветрового
реле (рис. 5), значительно
повышает надежность установки.
На время запуска ветровое
реле блокируется с помощью
реле времени.
Конструкцию ветрового
реле можно выполнить на базе
реле серии ИТ, ЭТ и т. п.
Крепится реле к блоку холо-
/
Рис. 5. Конструкция
ветрового реле.
/ — лепесток (дюралюминий,
толщиной 1 мм); 2—каркас
реле; Я — якорь; 4 — контакт
подвижный; 5 — контакт
неподвижный; 6 — регулировочная
пружина; 7 — регулировочная
ручка; 8 — крепежный
кронштейн.
дильников компрессора со
стороны охлаждающего воздуха. От реле серии ИТ или ЭТ
используется механическая и контактная системы, поэтому
можно использовать для этой цели реле, ранее вышедшее
из строя.
Регулируя величину лепестка, сжатие пружины реле и
подбирая место установки, можно настроить реле так, что оно
будет реагировать на уменьшение ветрового потока даже при
обрыве одной лопасти вентилятора, а также на полное
прекращение 'ветрового потока.
3; Манометры контроля системы маслосмазки
компрессорами располагаются на большом удалении от компрессоров,
трубки связи имеют недостаточное проходное сечение. При
запуске компрессоров давление <в трубках не успевает
подняться за время, в течение которого блокируется защита
компрессора по давлению масла, и в результате компрессор
отключается, несмотря на то, что неисправности в системе
маслосмазки нет.
Особенно трудно добиться нормальной работы
компрессора на тех подстанциях, где щит собственных нужд имеет
недостаточную мощность и запуск компрессоров приходится
выполнять поочередным.
Рекомендуется делать связи покороче и трубками с
проходным сечением 10—15 мм. Можно заливать в трубку,
соединяющую манометр контроля давления масла с картером
компрессора, трансформаторное масло, имеющее меньшую
вязкость.
4. Помещения компрессорной, как правило, не
оборудованы подъемными приспособлениями, в связи с чем
проведение ремонтов усложняется.
ВЫВОДЫ
Для
повышения
0
ПМК Т-
РП
/АУ
"ш
2РУ
1Г
здд
4АУ
о-
■1гЪ-Ъл
ш
5РУ0
г -
I
РЗ
о-н
ЁЙГЙ
2РП пЬ^гг
2т —
1/ГТГ--^
Рис. 3. Часть схемы типового проекта
индивидуальных цепей управления
компрессором.
Рис. 4. Рекомендуемые изменения в схеме
индивидуальных цепей управления
компрессором (ВР — контакты ветрового реле).
нааежности воздухоприготовительных
установок станции и подстанций
целесообразно выполнить следующие
мероприятия:
1. Заменить редукционные
клапаны РК-3 клапанами большей
производительности (например,
клапаном ЭПК-19 с электрическим
управлением).
2. Оборудовать компрессорные
принудительной вентиляцией,
автоматически выключающейся при
запуске компрессоров на все время
их работы.
3. Внести в схему управления
изменения, изложенные выше.
4. Для облегчения проведения
ремонта и уменьшения ремонтного
времени помещения компрессорной
оборудовать подъемными
приспособлениями.
Инж. А. Ф. УСЕНКО
ОРГРЭС, г. Са«рдяо1Ск
72
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

УДК 621.314.223.016.2.004.68
ПОВЫШЕНИЕ МОЩНОСТИ
АВТОТРАНСФОРМАТОРОВ 90 Мва
В Ростовэнерго в связи с ростом нагрузок вместо
предусмотренной планом замены трех автотрансформаторов
АТДЦТГ-90000/220 Запорожского трансформаторного завода
была выполнена их реконструкция, позволившая повысить
мощность каждого автотрансформатора до 120 Мва.
При разработке проекта реконструкции было учтено, что
габариты бака и сердечника автотрансформаторов 90 и
120 Мва одинаковы.
Увеличение мощности в соответствии с заводским
«вариантом АТДЦТГ-120000/220 потребовало бы полной перемотки
автотрансформатора с заменой всех обмоток и изоляции.
Выполнение этого в условиях энергосистемы связано со
значительными трудностями и капитальными затратами. Поэтому
был выбран другой путь реконструкции.
Как показал расчет, увеличение мощности
автотрансформатора АТДЦТГ-90000/220 до 120 Мва может быть
достигнуто заменой лишь обмотки высшего напряжения,
расположенной снаружи, за счет использования тепловых и
конструктивных запасов, заложенных в автотрансформаторе. Это
значительно сокращает объем и стоимость работ.
Запорожский трансформаторный завод подтвердил
правильность реконструктивных мероприятий и изготовил новые
обмотки 220 кв на мощность 120 Мва.
Обмотка ВН выполнена так, чтобы ее внутренний и
внешний диаметральные размеры ие превышали бы
соответствующих размеров обмотки автотрансформаторов 90 Мва. Это
было достигнуто более рациональным распределением числа
витков по катушкам, увеличением сечения провода, -в
основном за счет осевого размера, повышением плотности тока
в секциях от 10 до 35% (Л. 1].
Сохранение диаметральных размеров обмотки ВН
позволило обеспечить в пределах нормы междуфазовые
расстояния, не демонтировать исправные изоляционные цилиндры,
использовать прежние прессующие кольца.
Обмотка СН напряжением 121 кв рассчитана заводом на
повышенный ток 235 а, обеспечивающий в комбинированном
режиме передачу номинальной проходной мощности 90 Мва
при работе на стороне НН синхронного компенсатора до
30 Мвар [Л. 2], хотя на напряжение 27,5 кв СК не
изготовляются.
Пересчетом было установлено, что обмотка СН имеет
тепловой запас и может быть дополнительно загружена током
до 258 а, что соответствует мощности '120 Мва в
автотрансформаторном режиме. Это позволило не перематывать
обмотку СН.
Обмотка НН на 45 Мва, не лимитировавшая нагрузку
потребителей, также не перематывалась.
Система охлаждения АТДЦТГ-90000/220 состоит из пяти
охладителей (четырех рабочих и одного резервного) суммар-
' ным теплосъемом 640 кет.
Расчет потерь в а.втотрансформатортом и основных
комбинированных режимах подтвердил, что при выбранной
конструкции обмотки ВН величина полных потерь не превышает
640 кв (потери холостого хода автотрансформатора не
изменились) и реконструировать систему охлаждения не нужно.
Напряжение к. з. возросло пропорционально увеличению
проходной мощности за счет сохранения осевых радиальных
размеров обмоток и каналов рассеяния и составило между
обмотками ВН и СН '11%. Это соответствует
автотрансформатору 120 Мва заводского исполнения.
Элементы конструкции и схема присоединения. Вводы,
встроенные трансформаторы тока, переключатели напряжения,
арматура трансформаторов не потребовали никаких
переделок. Работа по замене или усилению оборудования и
ошиновке расиредустройств не проводилась, так как технические
характеристики последних соответствовали новым номинальным
параметрам трансформатора, а величиша тока к. з. не
изменилась.
Организация работ. Работа по реконструкции автртранс-
форматоров с использованием подъемного крана выполнена
объединением Севкавэнергоремонт в машинном зале
близлежащей ГРЭС.
Одновременно был разработан вариант проведения работ
на месте установки трансформатора. Для этого
предусматривалось сооружение легкого укрытии и использование
стационарного трузоподъемного портала и передвижного крана.
Продолжительность работ по реконструкции одного
автотрансформатора составляет 35—40 дней.
Трехлетняя эксплуатация подтвердила эффективность
проводе ни ой работы. Превышение температуры масла не
достигало 40° С при номинальной нагрузке.
Описанная реконструкция может быть выполнена на всех
автотрансформаторах указанного типа, работающих в авто*
трансформаторном или комбинированном режимах при
отсутствии на стороне НН синхронного компенсатора.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. И. С а г а л о в и др., Повышение мощности трансформаторов
с естественной циркуляцией масла и дутьевым охлаждением, изд-во
«Энергия». 1965.
2. Г. И. Курцваяль, Д. И. Штительмая, Повышение
мощности автотрансформаторной группы, «Электрические станции»,
1964. № 8.
Инж. Д. И. ШТИТЕЛЬМАН
Ростогомфго
УДК 621.315.66:693.564
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТЕПЕНИ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ ПЕРЕХОДНЫХ ОПОР ВЛ
На переходах линий электропередачи высокого
напряжения через большие водные преграды в последнее время
получили распространение предварительно напряженные опоры из
труб АП-образной конструкции с перекрестными гибкими
раскосами (тяжами), разработанные Ленинградским отделением
института Проектстальконструкция. Общий вид опоры
приведен на рисунке. На опорах этого типа сооружены переходы
через рр. Волгу, Южный Буг, Учинское водохранилище и др.
В процессе монтажа перекрестные тяжи опоры преднапря-
г а юте я (до 25—30 т) с помощью врезанных в них винтовых
муфт. При этом усилия предварительного натяжения раскосов
определяются методом тензометрии.
При эксплуатации опор этого тина необходим регулярный
(один раз в 5—10 лет) контроль за степенью
предварительного напряжения. В настоящее время такой контроль не
проводится, так как нет достаточно простого и в то же время
надежного метода измерения.
Метод тензометр ирования для этих целей не пригоден,
так как требует предварительного снятия преднапряжения,
что на действующей линии недопустимо. Применение для этих
целей метода магнитной анизотропии не может быть
рекомендовано, так как его точность очень низка.
Для определения усилия в тросовых и стержневых
оттяжках опор ВЛ в настоящее время рекомендован метод
свободных колебаний (Л. 1, 2]. Этот метод был теоретически и
экспериментально проверен автором применительно к неразрезным
тяжам сплошного сечения <и большого диаметра (64 мм) опор
Переходная преднапряженная опора
типа АС-85 линии 330 кв. Конаково—
Калинин (переход через р. Волгу).
Мей, 1970
73

типа АС и рекомендуется с некоторыми поправками для
переходных опор этого типа.
Следует отметить, что применение метода свободных
колебаний в данном случае весьма затруднительно из-за
большого веса и жесткости тяжей и 'плотного касания друг к
другу в месте пересечения.
Метод основан на известной из теории колебаний балок
с равномерно распределенной массой {Л. 3] зависимости:
Усилие в тяжах по данным измерений периода
собственных колебаний определялись по формуле:
х= 1,78я
•?
(1)
где т — период свободных колебаний, сек; $ — ускорение
свободного падения, 980 см\секг\ 6 — статический прогиб в
середине пролета при действии собственного веса, см.
Прогиб «жесткой» оттяжки, каковой являются тяжи опор
типа АС, может быть получен из дифференциального
уравнения ее равновесия:
где Е — модуль упругости стали (Я=2,1 • 10е кг/см2); /, /, р—
соответственно момент инерции поперечного сечения тяжа, его
длина и масса 1 м.
Решение этого уравнения может быть представлено как
сумма общего решения соответствующего однородного
уравнения и одного из частных решений неоднородного уравнения:
рх , рЕ1
Прогиб в середине получается при подстановке х = 1(2 и
может быть выражен в виде суммы двух членов:
11Е.
8Г
рЕ1
1 —
2е
2 V ЕЗ
1+«
\Лт1
(3)
первый из которых представляет статический прогиб гибкой
нити, а второй отражает влияние на прогиб собственной
жесткости тяжа.
Для рассмотренного конкретного случая (/ = 21 м, диаметр
64 мм, 7*=31,4 г) прогиб раскоса под действием собственного
веса равен 4,4 см. Составляющая, обусловленная собственной
жесткостью раскоса, достигает 0,044 см, что составляет 1%
полного прогиба. Таким образом, собственной жесткостью
раскоса казалось можно было бы пренебречь. Однако упругая
заделка концов тяжа в узлах конструкций также влияет на
величину прогиба, а при колебании тяжа и оттягивании
перекрестного с ним несколько нарушается силовая схема: усилия
в тяжах несколько увеличиваются.
Все эти отклонения от расчетной схемы, принятой в
методе свободных колебаний (Л. 1, 2], могут привести в конечном
счете к ошибке в величине прогиба и определяемой по нему
величине усилия в тяже до 10—15%. Поэтому окончательные
суждения о •возможности применения метода свободных
колебаний для определения усилий в тяжах опор типа АС могут
быть сделаны только на основании экспериментальной
проверки его на натурной конструкции. Такие эксперименты
проводились на переходной опоре типа АС-85 (левый берег
р. Волги) линии Конаково — Калинин (см. рисунок). Метод
проверялся на четырех тяжах нижнего яруса. Результаты
экспериментов приведены в таблице.
Значения фактических усилий приняты в соответствии
с «Протоколом установки тяжения в тяжах переходных
анкерных опор АС-85 ВЛ 330 кв Калинин — Конаково», ОРГРЭС
МЭиЭ СССР, 1962.
м
тяжа
1
2
3
4
Дначетр
тяжа, мм
64
64
64
64
Время
20-ти
колебаний.
сек
7,6
7.5*
8,00
8,1
Период

колебания, сек
0.38
0.375
0.400
0,405
Усилия в тяже, тп
расчетное
31.4
32.0
28.5
28,0

фактическое
2Х.0
28.0
25,0
25.0
Ошибка
метода,
%
12,0
14,3
14,0
12,0
т 4/»/»
(4)
при т=\. Их сопоставление с величинами фактических усилий
■показывает, что о»ш на 12—14% выше /действительных, что.
качественно и количественно согласуется с полученными выше
теоретическими выводами о влиянии ранее отмеченных
отклонений от расчетной схемы. Таким образом, с учетом этих
результатов формула (4) при значении поправочного
коэффициента т = 0,9 может быть рекомендована для практических
целей.
Практические рекомендации были разработаны в процессе
опытной проверки метода контроля на натурной конструкции.
Основные из них следующие:
1. Бригада, проводящая работы по контролю степени
натяжения гибких тяжей опор типа АС, должна состоять из
четырех человек: руководителя (инженер или
'высококвалифицированный техник), шофера и двух рабочих.
2. Для проведения работ необходимы: автомашина,
способная развивать тяговое усилие 0,5 г, механический
секундомер, график или таблица с зависимостью Т=^(т) для каждого
тяжа со своими / и р, силовой гибкий трос диаметром 8—
10 мм длиною 70 м и скоба, три веревки длиной по 30 м.
3. Работы по определению усилий в тяжах включают
в себя следующие операции:
крепление троса к тяжу А;
подъем этого крепления к середине тяжа;
оттягивание тяжа А с помощью автомашины на 8—12 см
от перекрестного с ним тяжа Б;
прикрепление веревки к тяжу Б и подъем этого
крепления к середине тяжа;
создание с помощью этой веревки в тяже Б свободных
однополуволновых колебаний (Л. 2] и подсчет времени 10—20
колебаний |(не менее трех раз);
определение величины усилия в тяже (с помощью
таблицы или графика) по среднему периоду колебаний;
демонтаж схемы.
Следует отметить, что при определенном навыке
возбуждение свободных колебаний возможно непосредственно руками
(без веревки). Однако это может быть сделано только на
первом ярусе опоры, где работа выполняется <в удобных
условиях.
4. Число колебаний рекомендуется определять по числу
соударений тяжей друг с другом (на слух), для чего
амплитуда колебания тяжа Б должна в два раза превышать прогиб
тяжа А. При достаточном опыте контроль за числом
колебаний "может проводиться визуально.
Свободные колебания тяжа в процессе измерений
необходимо постоянно поддерживать ритмичным движением одной
или двух рук, причем один человек должен создавать эти
колебания, а яругой — фиксировать с помощью секундомера их
время.
5. Тяжи на опоре должны иметь постоянное сечение по
всей длине, а стяжная муфта должна располагаться на
расстоянии не более 1—2 м от одного из его концов.
Расчетная длина тяжа в формуле (4) должна
приниматься равной фактической длине (включая муфту) между
узлами-шарнирами крепления его к конструкции.
Масса тяжа р должна определяться также фактически
по данным непосредственного измерения диаметра тяжа на
конструкции (фактический диаметр тяжа, как правило,
отличается от проектного).
6. Более подробные рекомендации содержатся в [Л. 2].
Время определения тяжения в одном тяже равно 20—
30 мин в зависимости от яруса, на котором проводятся
работы. Таким образом, для контроля всех тяжей одной опоры
типа АС (12 тяжей) достаточно 7—8 ч.
Следует отметить, что наличие хомутов (деталь А-48 на
чертеже № 1843Р-35 ЛО Проектстальконструкция),
соединяющих тяжи в месте их пересечения друг с другом, значительно
усложняет работы по определению тяжения методом
свободных колебаний. На конструкции, где проводились
эксперименты, эти хомуты отсутствовали. Перекрестные тяжи лишь
касались друг друга в месте пересечения и, чтобы развести их,
требовалось усилие около 200 кг. Таким образом, установка
хомутов оказалась необязательной. Поэтому целесообразно
деталь А-48 в опоре АС-85 и аналогичные детали в других
опорах этого типа упразднить. Это значительно упростит работы
по определению тяжения методом .свободных колебаний.
74
МЫйМ^Ь^ЫМ^мМм
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

ЛИТЕРАТУРА
1. В. Н. Д и дсн к о. Определение тяженин н стержневых
оттяжках опор линий электропередачи, «Энергетик». 1964. № 10.
2. В. Н. Д и д е и к о. Определение тяжения в стержневых и
тросовых оттяжках опор линий электропередачи методом свободных
колебаний. Информационное сообщение № Э-9/64 ГПК ЭиЭ СССР, БТИ
ОРГРЭС. М., 1964.
3. П. М. Френкель, Расчет строительных конструкций на
динамическую нагрузку, ГИЛСА, М.. 1958.
Канд. техн. наук В. Н. ДИДЕНКО
ЦНИИСК км. Кучереимо
УДК 621.315.2.016.2.001.4
ИЗМЕРЕНИЯ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ ИСПЫТАНИЯХ СИЛОВЫХ КАБЕЛЕЙ
Для испытания силовых кабелей номинального
напряжения 6—10 кв обычно используют кенотронные аппараты типа
АКИ-50, АИИ-70 и другие, работающие по однополупериодной
схеме выпрямления. Контроль испытательного напряжения
осуществляться по «иловольтметрам, подключенным на стороне
низкого напряжения повысительных трансформаторов.
Однако выполняемая в настоящее время градуировка ки-
ловольтметров кенотронных аппаратов не учитывает влияния
сопротивления утечки кабеля на напряжение, приложенное
к жилам во время испытаний, что приводит к
занижению действительного напряжения. Поэтому уровень
изоляции кабелей оказывается ниже принятого уровня
испытательного напряжения. В связи с этим необходимо было установить
возможную ошибку при измерении испытательного напряжения
по принятому способу и найти пути уменьшения погрешности
измерения до приемлемых величин. С этой целью были
произведены серии опытных измерений действительного
напряжения, устанавливающегося на жилах при различных
сопротивлениях утечки /?у кабелей. При испытаниях наряду с
комплектными установками (АИИ-70, АКИ-50) применялись
сборные повысительные трансформаторы мощностью 2—50 кв • а
с кенотронными лампами КРМ-150 и КР-220. В опытах была
использована схема замещения кабеля, состоящая из цепочки
/?УС, где С — емкость кабеля. Значения /?У изменялись в
пределах от 60 до 2 000 Мом, емкость — от 50 пф до 1 мкф.
Напряжение на объекте во всех случаях контролировалось
электростатическим киловольтметром, который измеряет
действующее значение переменного или пульсирующего напряжения.
На рис. 1 приведены полученные экспериментальным
путем кривые зависимости действующего значения
выпрямленного напряжения V от емкости при различных сопротивлениях
утечки. Из рисунка следует, что при С^1 000 пф и всех
реальных сопротивлениях утечки кабеля влиянием его емкости
на напряжение практически можно пренебречь. Это
объясняется тем, что постоянная времени разряда такой емкости на
сопротивление утечки становится несоизмеримо больше
длительности периода кривой напряжения 50 гц.
Емкость 1 000 пф соответствует 3—6 м длины
испытываемых кабелей (в зависимости от их сечения) номинального
напряжения 6—10 кв. Если учесть емкость испытательной
установки и соединительных проводов, то минимальная длина
кабелей, при которой необходимо учитывать пульсацию
напряжения, будет равна 2—5 м. При большей же длине
испытываемых кабелей и при их реальных сопротивлениях утечки
коэффициент пульсации, как показывают расчеты и осциллогра-
фирование выпрямленного напряжения, в подавляющем
большинстве случаев не превосходит 1*—2%. Поэтому при ана-
Ю 20 30 40 6080)00 № 300Ч1Ю 600 №
зооо 5000 то гот нот таю
пф
Рис. 1. Кривые изменения выпрямленного напряжения в
зависимости от емкости и сопротивления утечки кабеля.
— для случая Яу. равного 2 000 Мом; Д то же,
КО
Рис. 2. Графики зависимо- 04
сги напряжения на жилах
кабеля при испытании от '•*
г^ч^
0.065 0.0) 9,015 Ш МП (Ш йЮ
лизе погрешности измерения, возникающей из-за
сопротивления утечки кабеля /?у, показания электростатического кило-
вольтметра брались за основу. В необходимых случаях были
.внесены поправки, учитывающие измерение таким киловольт-
метром действующего значения пульсирующего напряжения
вместо максимального.
Известно, что в схемах выпрямления напряжение на
нагрузке, состоящей из емкости и сопротивления утечки,
определяется углом отсечки ср, который зависит от соотношения
сопротивления цепи заряда г0 и сопротивления #у •.
(/ = Е
со$у
*("ЛГ + "г)~»
где Е— амплитудное значение переменного напряжения.
На рис. 2 дана экспериментально полученная
характеристика отношения напряжения (/, приложенного к жилам
кабеля при испытании, к амплитудному значению напряжения Е
в зависимости от г0//?у для случая использования наиболее
распространенного испытательного аппарата типа АИИ-70.
Показанная характеристика хорошо согласуется с
зависимостью
*—'(*)
*•
Как показали исследования, угол отсечки <р в случаях
испытаний силовых кабелей всегда меньше 90°, для малых
значений сопротивления утечки (#у«100 Мом) угол отсечки
может составлять всего 60°. Этим объясняется несоответствие
величины выпрямленного напряжения, приложенного к жилам
кабеля во время испытаний, амплитудному значению
напряжения повысительного трансформатора кенотронного
аппарата.
На рис. 3 (приведены зависимости выпрямленного
напряжения на обмотке от первичного напряжения ^А -при
различных значениях сопротивления #у. Показанная на рисунке
прямая 1 соответствует^ амплитудным значениям переменного
напряжения где
к — коэффициент
трансформации (для случая /?у«оо).
В этих значениях и
отградуированы киловольтметры
кенотронных аппаратов, по
шкалам которых отсчитывается
испытательное напряжение при
испытаниях.
Из рис. 3 следует, что при
#У, отличных от /?у = оо,
характеристики !/■■/(Г/^
располагаются ниже прямой I, и
разность Ы! между
показаниями киловольтметров и
действительными значениями
приложенного к кабелям
напряжения увеличивается, например
при ГЛ —160 в—соп$1 в
случаях 1#у=2 000, 300, 160
60 Мом величины А Г/
составляют соответственно 4, 9, 12.
23% значения действительного
испытательного напряжения.
Следовательно, погрешность
измерения становится
недопустимо высокой, если при
градуировке киловольтметров
кенотронных аппаратов не
учитывать влияние
сопротивления |/?у.
Измерения, проведенные в
нескольких энергосистемах при
300 Мом;
— то же, 160 Мом; —X—— то же, 60 Мом.
•С. М. С м и р н о в, Н. В. Т е-
р е н т ь © в, Генераторы импульсов
высокого напряжения, изд-во
«Энергия», 1964.
••Там же.
ВО 60 100 /20 140 160 180 6
Рис. 3. Влияние
сопротивления утечки |/?у на величину
погрешности измерения
напряжения.
-2 000 Мом: Д Ду-
-300 Мом; о— Д--
-160 Мом; X — *т-
-60 Мсм.
Май, 1070
75

испытаниях кабельных линий кенотронными аппаратами
типа АИИ-70, АКИ-50, подтвердили результаты лабораторных
исследований !. Эти измерения показали также, что
погрешности измерений напряжения при испытании одних и тех же
кабельных линий различными аппаратами, даже одного типа,
неодинаковы.
Для исключения погрешности измерения, возникающей
из-за влияния #у кабеля, необходимо для каждой установки
в лабораторных условиях снять зависимость погрешности
измерения от величины сопротивления утечки и в дальнейшем при
испытаниях линий вносить соответствующую поправку в
величину напряжения, отсчитываемого по киловольтметрам, или
испытательное напряжение измерять посредством делителя из
активных сопротивлений.
ВЫВОДЫ
1. Градуировка промышленных кенотронных аппаратов
произведена без учета влияния сопротивления утечки
испытываемых объектов (кабелей), что приводит к недопустимым
погрешностям (до 25%) измерения <во время испытаний.
2. При измерениях испытательного напряжения
необходимо вносить поправки, «полученные в лабораторных условиях
для различных значений сопротивления утечки, либо
измерение напряжения выполнять с помощью активного делителя
напряжения.
Инж. Э. А. БЕЛИНСКИЙ, канд. техн. наук
А. С. КУРДАТИЛЛАЕВ
ОРГРЭС, Ср«ди«ази«тско* отделами* — УэНИИ энергетики и
«■тематики
УДК 621.316.57.004.6
ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ РАЗРУШЕНИЯ ФАРФОРА
ГАСИТЕЛЬНЫХ КАМЕР ВОЗДУШНЫХ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ 110 кв
С ВОЗДУХОНАПОЛНЕННЫМ ОТДЕЛИТЕЛЕМ
За последние годы в ряде энергосистем произошло
несколько аварий, вызванных разрушением фарфоровых
рубашек гасительных камер воздушных выключателей ПО кв
с воздухонаполнеиными отделителями. При этом характер
повреждения фарфора во всех случаях был одинаков: при
отключении выключателя происходил кольцевой обрыв
фарфоровой рубашки одного из разрывов гасительной камеры около
нажимного кольца эластичного крепления фарфора.
Проверкой установлено, что затяжка гаек этого крепления была во
всех случаях выполнена в соответствии с заводской
инструкцией по выключателям, т. е. перетяжки фарфора не
обнаружено.
Разрушения фарфора происходили, как правило, при
оперативных отключениях выключателей и в некоторых случаях—
при отключении к. з., ток которых был значительно ниже
допустимого. Так как почти все разрушения происходили при
отрицательных температурах (—20-;—40° С) окружающего
воздуха, первоначально предполагалось, что причиной
повреждения фарфора является влияние низкой температуры на его
механическую прочность.
Однако испытания образцов электротехнического
фарфора, проведенные в Государственном научно-исследовательском
электрокерамическом институте (ГИЭКИ), показали, что
временное сопротивление изгибу, разрыву, а также прочность на
динамический изгиб, в диапазоне температур +20° Сч- —^65° С
не меняются. Не обнаружено изменений и гидростатической
прочности фарфоровых покрышек в том же интервале температур.
Следует отметить, что при работе в аналогичных
условиях таких же выключателей 220 кв подобных повреждений
не наблюдалось.
Уральским отделением ОРГРЭС было проведено
исследование работы гасительных камер воздушных выключателей
ПО и 220 кв с воздухонаполнеиными отделителями в условиях
низких температур. Было установлено, что при низких
температурах значительно увеличиваются ударные нагрузки на
фарфор гасительных камер.
Ход подвижного контакта / гасительной камеры (рис. I)
при отключении ограничивается торцом направляющей
втулки 4, воспринимающей удар подвижного контакта через
металлическое кольцо 3 и резиновый буфер 2. Таким образом,
ударная нагрузка, передаваемая на фарфор, зависит при
прочих равных условиях от сжимаемости буфера,
воспринимающего часть кинетической энергии подвижного контакта.
Величин.)_жесжагия буфера, как показали испытания, о значи-
< Н измерениях принимал участие Б. Ф. Хаммадов.
к Г К
7500-
6000
4500
3000
1500
мм
Рис. 2. Кривые зависимости величины
сжатия резинового буфера от
температуры.
Л 2 — соответственно сжатие при температуре
—30° С и 4-20° С с кольцом заводского
исполнения; 3, 4 — то же, с кольцом, изображенным
на рис. 3.
Рис. 1. Механизм
подвижного
контакта гасительной
камеры
воздушного выключателя.
/ — подвижной
контакт; 2 — резиновый
буфер; 3 —
металлическое кольцо; 4 - ■
направляющая
втулка.
»* Ф108 ±0^■
Ф80-аз -
2
{
ФБ5+е*—
Рис. 3. Измененное металлическое
кольцо.
тельной степени зависит от окружающей температуры и от
формы металлического кольца 3 (рис. 2).
Были испытаны кольца различной конфигурации.
Наилучшие результаты получены при испытании кольца,
изображенного на рис. 3.
Для определения величины нагрузок на фарфор,
возникающих от удара подвижных контактов механизма
гасительных камер, было измерено время движения контактов при
отключении выключателей 110 и 220 кв. Это время составило
соответственно 0,01 и 0,15 сек.
кГ/м
1ЧхЩ'
12
Ю
6
6
и
г
0
А
<
* (
г /
|/
ч / /
? '
г
7
0
г
У
Ц ,\8
-
р
»«Л
Рис. 4. Кривые зависимости тормозящего усилия (г") от
коэффициента сжимаемости резины (Л) при различных скоростях
подвижного контакта в конце хода.
76
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

«г
зо*т
2$
20
Ю
$
Г
3
V
X
^Ч_з/
ч^
«^
;{*
1
О 1гЗЬ5В7В9Ю Пжм
Рис. 5. Кривые зависимости тормозящего усилия (Р) от длины
пути торможения (/,) подвижного контакта при различных его
скоростях в конце хода.
По формулам' были определены скорости подвижных
контактов в конце их хода и тормозящее усилие в
зависимости от коэффициента сжимаемости резины (рис. 4), а также
зависимость усилия торможения от длины пути торможения
при различных скоростях подвижных контактов (рис. 5). При
этом скорости 4,4 и- 5,6 м/сек относятся к выключателю 220 кв,
а 7,2 и 9,6 м/сек -»- к выключателю 110 кв.
Таким образом, при "малом пути торможения подвижных
контактов на фарфор действуют значительные нагрузки,
которые, усиливаясь нагрузками от давления сжатого «воздуха
внутри гасительной камеры при отключении выключателей, могут
достигать опасной величины.
ВЫВОДЫ
1. При отключении воздушных выключателей с ооздухо-
наполненным отделителем в условиях низких температур
нагрузки на фарфор гасительных камер могут достигать опасной
величины из-за ухудшения демпфирующих свойств резины.
2. Для предотвращения повреждения фарфора и
повышения надежности выключателей целесообразно заменить
металлические кольца заводского изготовления на кольца,
изображенные на рис. 3.
Инж. Е. И. СКЛИЗКОВ
Ур|
ОРГРВС
УДК 621.316.925.001.24
УЧЕТ ПОГРЕШНОСТИ Т. Т. ПРИ ВЫБОРЕ
УСТАВОК ОТСЕЧЕК НА РЕЛЕ РТМ ЗАЩИТ
ЛИНИЙ 6—10 Кв
Рост числа и единичных мощностей трансформаторных
подстанций 35—110/6—10 кв и сокращение длин отходящих
линий 6—10 кв приводят к существенному возрастанию
величин токов к. з.
В этих условиях широко применяемые схемы защит линий
6—гЮ кв на встроенных реле прямого действия типа РТВ и
РТМ при к. з. в зонах действия отсечек (реле РТМ) в целом
ряде случаев создают повышенные |(более 10%) погрешности
по току линейных измерительных трансформаторов тока (т. т.),
что приводит при неучете этого явления к значительному
сокращению зоны действия отсечек и снижению их
эффективности.
Как известно (Л. 1], зона действия отсечки без учета
повышенных токовых погрешностей т. т. может определяться по
уравнению
'«ОТО
(О
' Ь\ И. Ц е А р о в, Воздушные выключатели высокого напряжения,
Госэнергоиздат, 1967, стр. 161—154.
где г.отс — длина зоны отсечки в долях полного
сопротивления защищаемой линии; гл—полное сопротивление
защищаемой линии; 1/е — фазное напряжение системы, приведенное
к напряжению шин подстанции, от которой отходит
защищаемая линий; /с.р —ток срабатывания реле отсечки; п* —
номинальный коэффициент трансформации т. т.
С учетом того, что токовая погрешность т. т. равна
/
Л—Ляг
/,
где /ь 1г — соответственно первичный и вторичный токи т. т.,
фактическая зона действия отсечки может быть определена по
уравнению:
♦ОТС
> 1ЧЦ1-П 1
(2)
Сокращение зоны действия отсечки при учете токовой
погрешности т. т. по сравнению с зоной действия, определяемой
по выражению (1), может быть найдено как
"['-"•%Ь2Г\~*-
(3)
Расчеты сокращения зон (действия отсечек на реальных
сельских линиях 10 кв показали, что коэффициент 0 в ряде
случаев может достигать 35—50%, что проводит к
необходимости обязательного учета фактических погрешностей, т. т.
при выборе уставок срабатывания реле РТМ.
При использовании упрощенных методов расчета
погрешностей т. т. по спрямленным характеристикам намагничивания
т. т. [Л. 2] и др. уравнение для аналитического расчета
токовых погрешностей т. т. при работе на индуктивную нагрузку
будет следующим:
/■
— — 81п 2агсз1п
1С
5Ш#, 0>2 Ю
.4
*н/', /2"
т- со$2агс$1п X
X
шВлур9\0-* I
2агсз1п
з<оВлт02\О-*
*„/', V*
■)-
(4)
где Вл—индукция насыщения сердечника т. т., В, = 1,4 тл\
$ — сечение сердечника т. т., см2; ш2 — число витков вторичной
обмотки т. т.; хн — сопротивление вторичной нагрузки на т. т.,
ом; 1\— первичный ток т. т., приведенный к его вторичной
стороне.
Учитывая, что соз<рв для схем на реле РТВ и РТМ равен
0,2—0,3, допустимо принять Хп**гп.
Поскольку пользоваться выражением (4) в практических
расчетах трудно, на рисунке приведены зависимости/ от
кратности первичного тока и вторичной нагрузки гя т. т. для
наиболее распространенных типов т. т. 6—40 /ее, полученные
расчетным путем по этому уравнению. Сравнение этих кривых
с экспериментальными данными из (Л. 3] и замерами,
произведенными в Украинском отделении Сельэнергопроекта,
выявило достаточно хорошую сходимость результатов, что
позволяет рекомендовать использование в практических расчетах
погрешностей т. т. кривые, приведенные на рисунке, или
уравнение (4).
Расчет уставки срабатывания отсечки на реле РТМ
целесообразно проводить в такой последовательности:
1. По общепринятой формуле находится ток срабатывания
второй ступени защиты на реле РТВ.
2. В соответствии с величиной тока к. з., по которому
рассчитывается уставка отсечки, определяется кратность тока
в реле РТВ.
3. Находится величина сопротивления ооле РТВ при
данной кратности тока в его обмотке (Л. 4]. Сопротивление реле
РТВ берется при полностью втянутом сердечнике, так как
время его перемещения при кратности тока более 3 составляет
величину примерно 0,02 сек, что значительно меньше времени
срабатывания реле РТМ на грани его действия.
Для более точного определения сопротивления реле РТВ
необходимо учитывать снижение сопротивления за счет
насыщения сердечника [Л. 4]. При кратности тока 5 сопротивление
снижается на 40%, при кратности 10—на 50%.
4. Определяется приближенное начальное значение тока
срабатывания /с.р реле РТМ и его сопротивление на
выбранной начальной уставке [Л. 4].
Май, 1970
= 77

Расчетные зависимости токовых погрешностей т. т. от
кратности первичного тока и вторичной нагрузки.
трансформаторы ТПЛ-10-0.5/Р-5—300 (сердечник класса Р);
трансформаторы ТПФМ-10-0,5/3-5—300 (сердечник
класса 3).
/ — 2-6 ОМ; 2 — 5 ом; 3 — 4 ом; 5—1 ом.
5. В соответствии со схемой соединения т. т. и реле
определяется суммарная вторичная нагрузка на т. т. Поскольку
активное сопротивление проводов и переходное сопротивление
контактов незначительно по сравнению с полным
сопротивлением реле РТВ, то вполне допустимо производить их
арифметическое суммирование.
6. По максимальному току к. з. в конце защищаемого
участка определяется «кратность тока в т. т.
7. По полученной кратности тока и найденной величине
сопротивления вторичной нагрузки т. т. по кривым на
рисунке или по уравнению (4) определяется токовая погрешность
т. т.
8. Определяется уточненное значение тока срабатывания
реле РТМ с учетом токовой погрешности т. т. по уравнению:
/'е.Р = /с.р (!-/)■ (5)
Пример расчета токовой отсечки линии 10 кв на реле
РТМ по схеме неполной звезды. Трансформаторы тока
ТПЛ-10-0.5/Р-50/5; уставка реле РТВ — 6 а, ток трехфазного
к. з. в конце линии — 300 а, гс = 5 ом.
1. Кралюсть тока в реле РТВ:
300 300
/с =
6гц
6-10
= 5.
2. Сопротивление реле РТВ привода ПП-61 на уставке
6 а (после срабатывания сердечника) равно 2,81 ом [Л. 4).
С учетом его уменьшения на 40% при К = 5:
2РТВ = 2»8:°»в = 1.7 ом.
3. Ток срабатывания реле РТМ:
/е.Р =^^.300^-^4 300
"т
10
45 а.
Выбираем реле РТМ-Ш с уставкой 50 д, сопротивление
2^^ = 0,06 ом [ЯЛ].
4. Вторичная нагрузка трансформатора тока:
гРТВ + *РТМ + Г"Р ~ У'& . 0,03 -|-1,7 +
+ 0,06+0,1^1,94 ом.
5. Кратность тока в т. т.
300
/С==
50
= 6.
в. По кривым рисунка для т. т. ТПЛ-10 при гп=1,94 ом
и /С-6, 7-0,16.
7. Ток срабатывания реле РТМ с учетом /:
/,с.р-45(1—0,16) «38 а.
Интересно отметить, что отказ от учета погрешности т. т.
при выборе уставки срабатывания реле РТМ в данном случае
привел бы к сокращению зоны действия отсечки на
10 500
—^— (1 — 0,1 в) — 5-45-10
Р =
1 —
10 500
— 5.45-10
.100=25о/о.
ЛИТЕРАТУРА
1. М. А. Берковичи др., Справочник по релейной защите, Гос-
энергоиздат, 1963.
2. А. Д. Дроздов, Электрические цепи с ферромагнитными
сердечниками в релейной защите, изд-во «Энергия», 1965.
3. И. М. Сирота, Б. С. С т о г н и й, В. А. Черненко,
Обобщенные характеристики для выбора трансформаторов тока в
устройствах релейной защиты и автоматики, изд-во «Наукова думка», 1968.
4. Я. С. Г е л ь ф а н д, М. Л. Голубев, М. И. Царев,
Релейная защита и электроавтоматика на переменном оперативном токе,
изд-во «Энергия», 1966.
Канд. техн. наук В. Я. СИНЕЛЬНИКОВ, инженеры
Н. М. ФЕЛЬДМАН, И. М. ШИШКОВ
С«ль»и«ргопро«кт, Украииско* отделение
УДК 621.314.224.001.57
УСТРОЙСТВО ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ
ПЕРЕГРУЖЕННЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
Увеличение таков к. з. и рост нагрузок вторичных цепей
приводят к перегрузке т. т. и искажению информации,
поступающей к защите. В связи с этим да настоящее время возникла
необходимость в изучении поведения различных устройств
релейной защиты, включенных на т. т., погрешности которых
превышают-10%.
Для получения данных, близких к реальным, испытания
необходимо производить при перегрузке т. т. первичным
током. В этом случае форма вторичного тока будет
приближаться к форме тока трансформатора, имеющего
прямоугольную кривую намагничивания *, что не всегда удается получить
в лабораторных условиях.
Применение тиристоров позволяет получить модель
перегруженного т. т. в широком диапазоне регулирования токов.
Если характеристика В=/(#) сердечника т. т. прямоугольная
и коэффициент трансформации равен единице, то при
синусоидальном первичном токе и чисто активной нагрузке момент
насыщения определяется следующим образом2:
/ 24*. \
(о/н= агс соз I 1 — -^р— !,
где Ч^ — максимальное значение потокосцепления т. т.;
Чгт — максимальное значение потокосцепления, которое
получается при отсутствии насыщения.
Угол насыщения в зависимости от перегрузки т. т.
изменяется в пределах от 180 до 0 эл. град, В схеме модели
(см. рисунок), момент открывания тиристора зависит от угла
отпирания ,а, который может меняться в пределах от 0 до
180 эл. град. Для получения одинаковой формы тока во
вторичной цепи перегруженного т. т. и в схеме с применением
тиристора необходимо, чтобы угол отпирания соответствовал
плолне определенному значению угла насыщения. При этом
токовая погрешность физической модели определится
следующим образом:
,.=к:
2а— §1п2а
2И
— 1.
При несинусоидальном первичном токе связь между углом
отпирания и моментом насыщения несколько усложняется.
Момент насыщения перегруженного т. т. в этом случае
определится при условии достижения потоком го сердечнике
потокосцепления насыщения. При первичном токе
1*1 = /т 81П(0/—/а (1)
момент насыщения находится как
(.
(2)
1 А. Д. Дроздов. Электрические цепи с ферромагнитными
сердечниками п релейной защите, изд-во «Энергия», 1965.
2 Т а м же.
78
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

•^-425
лл
Вариант схемы устройства для моделирования перегруженных
т. т. при синусоидальном токе.
где 1а — апериодическая составляющая первичного тока; г —
активное сопротивление вторичной нагрузки т. т.
Используя закон регулирования угла отпирания
тиристора, соответствующего выражению (2), можно получить
процессы, аналогичные процессам, происходящим в реальном т. т.
при перегрузке его несинусоидальным первичном токе в
следующем виде:
= Ь Г (/т §1п Ш — /а) <#,
*|
где к — коэффициент пропорциональности.
В рассматриваемой схеме при разомкнутом рубильнике П
тиристор Г заперт и через обмотку реле Р протекает
переменный ток, определяемый напряжением питания,
сопротивлениями /?ь /?2 и сопротивлением обмотки Р. При размыкании
рубильника П в управляющий электрод прибора поступают
импульсы, формируемые пик-трансформатором ПТр, которые
вызывают отпирание тиристора. Изменяя моменты
формирования импульсов фазорегулятором ФР, можно получить форму
тока в цепи реле Я, соответствующую различным
погрешностям т. т. Приведенная схема значительно упрощается в
случае применения симметричного тиристора вместо силовых
диодов и тиристора.
В предлагаемом варианте устройства были применены
силовые диоды ВК-50-5,0 и тиристор УПВК-50-5,0 с радиаторами
воздушного охлаждения. Мощность устройства определяется
типом используемых тиристоров и силовых диодов.
Инж. В. Ф. ЗИНЧЕНКО,
канд. техн. наук Б. А. КОРОБЕЙНИКОВ
Новоч«ркасский политехнический институт
УДК 621.3.016.313.004.5
РЕЛЕ КОНТРОЛЯ НЕПОЛНОФАЗНОГО РЕЖИМА
При появлении несимметрии питающего напряжения
возникает режим, опасный для двигательной нагрузки. Этот
режим может явиться следствием перегорания предохранителей
в цепях пониженного шапряжения или со стороны питания
подстанции. Возникающая при этом несимметрия напряжений
различна по величине и зависит от режима нейтрали
трансформатора, -величины и характера двигательной нагрузки,
скорости торможения.
Для защиты двигателей и для сигнализации дежурному
персоналу на подстанциях, включенных через предохранители
на стороне питания, должна устанавливаться защита от не-
полнофазного режима. Для этой цели в ряде случаев могут
быть применены реле минимального напряжения, реле,
реагирующие на величину площади треугольника напряжений
(РНБ-231), фильтр-реле напряжения отрицательной
последовательности. Однако в ряде режимов эти реле не обладают
достаточной чувствительностью и не могут быть применены !.
В Челябунерго разработана и применяется схема реле
контроля неполнофазного режима питания, обеспечивающая луч-
\^1 ? *'» ^ Ф Ч
Щ1***^
Рис. 1.
шую чувствительность при сравнительной простоте
выполнения. Работа реле основана на измерении пульсации
выпрямленного трехфазного напряжения, которая в нормальном
режиме невелика и возрастает при нарушении симметрии. Схема
(рис. 1) состоит из трехфазного однополупериодного
выпрямителя, включенного на цепи напряжения 100 и 380/220 в,
нагрузочного сопротивления /?, ограничительного сопротивления /?ь
кодового или поляризованного реле РП, конденсатора С и
шунтирующего реле диода Д*. В симметричном режиме ток,
протекающий через диод Д\ в прямом направлении, заряжает
конденсатор С до напряжения, близкого к амплитудному.
Через реле РП протекает разрядный ток емкости, когда
амплитуда огибающей выпрямленного налряжения на
сопротивлении /? становится меньше напряжения на конденсаторе.
Средняя величина тока пропорциональна площади, ограниченной
этой огибающей и прямой, соединяющей максимумы ее (рис 2).
При исчезновении одной фазы или при снижении линейного
напряжения провалы огибающей увеличиваются, возрастает
ток в реле.
Чувствительность защиты определяется условием
обеспечения надежного возврата при восстановлении симметрии
напряжения с наивысшим эксплуатационным уровнем.
Коэффициент возврата реле должен быть максимальным, что
достигается регулировкой реле или введением в цепь обмотки
сопротивления, нормально зашунтированного контактами реле.
Показано 1, гчто наименьшее изменение в треугольнике
напряжений на шинах пониженного напряжения при обрыве
одной фазы на стороне ВН, а следовательно, расчетный для
проверки чувствительности защиты режим, возникает при
заземленной нейтрали трансформатора и при номинальной
двигательной нагрузке, работающей с номинальным скольжением.
Несимметрия возрастает с уменьшением нагрузки и при
торможении двигателей. Режим разземленной нейтрали дает
соответственно большую несимметрию.
При испытании были смоделированы условия реальных
режимов. Измерялся ток в обмотке реле. Коэффициент
чувствительности реле определялся как отношение тока в
несимметричном режиме к току срабатывания, выбранному по
указанному выше условию:
1РП= н'?акс ; 6Н= 1,1,— 1,2,Л. = 0,9.
'ср
К
'Г. В. Бердов м др., Защита от неполнофазного режима на
подстанциях..., «Электрические станции», 1969, № 6.
В худшем случае обрыва фазы при номинальной нагрузке
с заземленной нейтралью &п = 1,2. При незаземленной
нейтрали— 1,7. В режиме х. х. при заземленной нейтрали Дгч=3,5.
Схема включения защиты зависит от вида оперативного тока
подстанции, действие должно 'выполняться через элемент
времени. Чтобы исключить
ложные срабатывания
защиты в случае
неисправности цепей напряжения,
следует применять два
отдельных . реле, включенных на
независимые источники
напряжения (100 в, 380/220).
При наличии на
подстанции двух источников
одинакового по фазе
напряжения одно реле • можно
включить на них через два
выпрямителя (рис. 1,
пунктир). Цепи напряжения при
этом электрически
развязаны обратным
сопротивлением диодов. Для
надежности желательно включить
по два диода в плечо
выпрямителя. Выбранный тип
диодов должен
обеспечивать легкий режим их ра-
брты. Сопротивление /?1
Рис. 2.
Май, 1970
79

Рис. 3.
ограничивает зарядный
ток при включении до
допустимой для диодов
величины и выбирается
в зависимости от
величины напряжения на
реле. Чувствительность
и внутреннее
сопротивление реле определяет
челичину емкости С, а
также и нагрузочного
сопротивления Л,
влияющего на скорость и. ток разряда конденсатора. Для
устранения вибрации поляризованного реле его обмотка шунтируется
небольшой емкостью. Схема испытывалась со следующими
параметрами (напряжение 100 в): С=8 мкф% Я = 3 000 ом.
Реле типа РП-7, сопротивление обмотки 1 100 ом 9 000 витков;
/?1«-200 ом, С|=2 мкф, диоды типа Д-226. При другом
входном напряжении изменяется только сопротивление Я\.
Реле, реагирующее не только на появление несимметрии,
но и на симметричное снижение напряжения, может быть
выполнено по схеме рис. 3. Отличием этого реле от описанной
выше схемы является дополнительная обмотха
поляризованного реле, удерживающая реле в сработавшем состоянии при
наличии напряжения. Обмотка, включенная на ток
несимметрии, противодействует первой и возвращает реле при
возрастании тока иесимметрии. Реле находится в нормальном
режиме на грани возврата. Такое включение обеспечивает более
четкое срабатывание защиты в самом тяжелом по выявлению
несимметрии режиме, так как учитывается <и снижение
среднего значения выпрямленного напряжения. Реле при испытаниях
возвращалось при появлении 'несимметрии примерно 3 в
фазового напряжения отрицательной последовательности, даже если
напряжения повышены на 10%. Очевидно, область
применения последней схемы может быть шире для любых схем
контроля напряжения. В испытанной схеме использовалась
вторая обмотка поляризованного реле сопротивлением 260 ом,
4 000 «витков, с добавочным сопротивлением 30 ком,
включенным последовательно для регулирования порога срабатывания
реле при минимальном уровне эксплуатационного напряжения.
Остальные элементы те же, что и в первой схеме.
Таким образом, предлагаемые схемы просты в
изготовлении и настройке, обладают достаточной чувствительностью и
могут быть применены в разнообразных устройствах защиты
и контроля напряжения.
Инженеры Л. В. БОНДАРЕВСКИЙ, Ю. Б. КОЗЬМИН,
А. В. ПРОТАСОВ
Ч«лаб»и«рго
УДК 621.316.925.004.1
МИЛЛИАМПЕРМЕТР ДЛЯ ЗАМЕРА ТОКА
НЕБАЛАНСА В ЦЕПЯХ ДИФЗАЩИТЫ ШИН
Согласно руководящим указаниям по релейной защите'
(вып. 3, гл. I, § 15) в нулевом проводе защиты шин
предусматривается нормально шунтируемый миллиамперметр для
контроля целости фазных и нулевого провода токовых цепей
и дифзащиты.
Обычно для этой цели используется термоэлектрический
миллиамперметр, хоторый сгорает при замерах тока
небаланса, превышающих предел измерения прибора, кроме того
прибор имеет большое внутреннее сопротивление (10 ом).
Поэтому этот прибор нельзя использовать без шунтирующей кнопки.
В электротехнической лаборатории Николаевской ТЭЦ
разработай миллиамперметр с расширенным пределом
измерений, который можно включать в схему дифзащиты шин без
шунтирующей кнопки (рисунок).
Миллиамперметр состоит из трансреактора Тр%
выпрямительного моста В, диода Д, миллиамперметра тЛ, подсгроеч-
ных сопротивлений Яи Яг-
Принцип действия прибора основан на использовании
нелинейности сопротивления полупроводникового диода в
прямом направлении. Диод выполняет роль нелинейного шунта
для миллиамперметра. По мере увеличения тока напряжение
на вторичной обмотке трансреактора Тр растет, диод Д4
уменьшает свое сопротивление, загрубляя миллиамперметр.
Схема прибора.
Тр — трансреактор: ам-40 витков, провод ПЭЛ 2 мм, ю2-4 000 витков,
провод ПЭЛV 0,14 мм, сечение сердечника 5—1,6 см2; В —
выпрямительный мост, диоды типа Д7Ж; Д — нелинейный шунт, кремниевый диод
типа Д226; /?е — 1.0 ом — сопротивление для компенсации температурной
погрешности Д\\ миллиамперметр: ток полного отклонения 600 ма.
Первичная обмотка трансреактора выдерживает односе-
кундный ток 200 а, при этом напряжение на вторичной
обмотке возрастает до 3 в. Миллиамперметр тА в этом случае
полностью шунтируется диодом Д4 и таким образом
предохраняется от перегорания при протекании больших токов по
первичной обмотке трансреактора.
Внутреннее сопротивление прибора не превышает
внутреннего сопротивления обычного токового реле серии ЭТ-520 и
равно 0,06 ом. Такая величина сопротивления практически не
влияет на увеличение внешней нагрузки т. т. дифзащиты шин
при их работе. В то же время 'миллиамперметр обладает
ценным качеством — имеет расширенный предел измерения. Им
можно мерить ток: от 0 до 100 ма (цена деления 10 ма); от
100 до 200 ма (50 ма); От 200 ма до 1 а (100 ма); от 1 до
8 а (1 а).
Благодаря расширенному пределу измерений
миллиамперметр может измерять ток при обрывах фазных, нулевого
проводов <в токовых цепях дифзащиты, нарушении фиксации.
Применение шунтирующей кнопки здесь излишне.
Инж. В. И. ТАФТАЙ
Николаевская ТЭЦ
УДК 621.316.1:621.316.99.084
ШТАНГОВЫЙ УКАЗАТЕЛЬ МЕСТА ЗАЗЕМЛЕНИЯ
В РАЗВЕТВЛЕННОЙ ВОЗДУШНОЙ ЭЛЕКТРОСЕТИ
Отыскание места замыкания одной фазы на землю в
разветвленных сетях .напряжением 6—10 кв представляет
большие трудности и отнимает много времени.
Предлагаемый метод позволяет с большей точностью
определить место замыкания на землю в сети любой конфигурации
к-на/ю-бкв
%5\
,'
1
10-6/0<+п6
'"
Ю'6/ОМнВ
Изд-во «Эверги*>. 1965.
Рис. 1. Схема распределения токов в сети при заземлении
одной фазы.
80
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

как обесточенной, так и находящейся под нагрузкой. Он
применим и для сети с компенсированной нейтралью, если на
время отыскания повреждения дугогасящая катушка будет
отключена от нейтральной точки трансформатора.
Сущность метода заключается и том, что если к проводу
заземленной фазы в любой точке сети подключить выпрями
тельную установку, то выдаваемый ею постоянный ток от
места замыкания на землю разветвится: одна часть тока по
проводу поврежденной фазы направится непосредственно
к месту присоединения выпрямительной установки, другая —
обходными путями через «обмотки силовых трансформаторов
и по проводам двух других фаз (рис. 1). Соотношение этих
токов не зависит от величины переходного сопротивления
в точке замыкания на землю и параметров выпрямительной
установки. Доля тока, идущего по проводу поврежденной
фазы в зависимости от расстояния места повреждения до
точки присоединения выпрямительной установки может
изменяться от 1/3 до полного значения тока выпрямительной
установки (если пренебречь сопротивлением обмоток силовых
трансформаторов).
Как видно из рис. 1, одинаковое направление постоянного
тока во всех трех проводах линии будет иметь место только
на участке сети, расположенном между точкой подключения
выпрямительной установки и местом замыкания на землю.
Удаляясь по этому участку от места присоединения
выпрямительной установки, периодически контролируя направление
постоянного тока в трех проводах, легко обнаружить
поврежденный изолятор. При относительно близком расстоянии места
повреждения от места присоединения выпрямительной
установки значение постоянного тока в неповрежденных проводах
будет мало. В этом случае направление, в котором находится
место замыкания на землю, определяется по величине тока
в поврежденном проводе. За местом замыкания на землю
значение силы тока резко уменьшится.
В частном случае может оказаться, что сила тока в
поврежденном проводе по обе стороны от места присоединения
выпрямительной установки будет одинакова. При этом сила
тока в неповрежденных проводах будет достаточна, чтобы
убедиться, по какую сторону от места присоединения
выпрямительной установки направление тока во всех трех проводах
одинаковое.
Основая трудность, возникающая при осуществлении на
практике описанного принципа, состояла в создании прибора,
который бы не реагировал на переменный ток нагрузки в
проводе линии и был бы термически устойчив к воздействию этого
тока и в то же время был достаточно чувствителен к
относительно небольшому постоянному току выпрямительной
установки, протекающему в том же проводе. Эта трудность
преодолена путем реконструкции микроамперметра М494 и
применения его в комплекте с широко распространенной в сетях
измерительной штангой для контроля соединителей на
проводах ВЛ. Измерительная штанга позволяет произвести отбор
мощности с провода линии на участке длиной 0,5 м за счет
падения напряжения на этом участке при прохождении через
него тока.
/
1
Рис. 2. Схема
опыта по отысканию
места замыкания
на землю.
А—К — подстанции.
Установлено, что при отборе мощности с участка алюми-
ниеиот провода сечением 50 мм1 и длиной 0,5 м, по которому
пропускался постоянный ток, наибольшая чувствительность
прибора типа М494 была получена при выполнении его
подвижной рамки из 40 витков провода ПЭЛ0.15. При
условной шкале прибора 50—0—50 мка стрелка его отклонялась на
'/б пол у шкалы при силе тока в проводе А-50, равной 1 а.
При проводах меньшего сечения отклонение стрелки
прибора при том же значении тока, естественно, будет заметнее.
При проводах большего сече1шя необходимо соответственно
увеличивать силу постоянного тока в них, чтобы получить
достаточное отклонение стрелки прибора.
Расчетами проверено, что для различных марок и сечений
проводов прибор имеет большой запас термической
устойчивости. Внешняя реакция рамки прибора на проходящий через
нее переменный ток выражается в лепкой вибрации стрелки
прибора, едва заметной при силе тока 100 а в проводе А-50.
Опыты по практическому применению нового принципа
отыскания места замыкания на землю были проведены в одной
из сетей 6 кв Тулэнерго.
В точке / (рис. 2) была искусственно заземлена фаза В,
в точке // — присоединена выпрямительная газотронная
установка.
При двухлолупериодной схеме выпрямления на лампах
ВГ-237 был установлен анодный ток, равный 3 а. Сила тока
промышленной частоты в точке // составляла 10 а
(поврежденный фидер находился под нагрузкой). Величины и
характер отклонения стрелки прибора при наложении на провода
штангового указателя в различных точках сети (рис. 2)
представлены в таблице.
Место
наложения
штангового
указателя
1
2
3
4
5
Отклонения стрелки прибора (в долях шкалы) по фазам
А
+ 1/10
+,Г
+ 1/10
+ 1/10
В
-1/5
+ 1/5
0
+ 7/10
-1/5
С
+ 1/10
+ 1/10
0
+ 1/10
+ 1/10
гоква
Из таблицы видно, что на участке линий от
выпрямительной установки до места повреждения стрелка прибора при
поочередном наложении указателя на провода трех фаз
отклонялась в одну и ту же сторону на достаточную величину.
В описанном опыте на питающей подстанции А на шинах
б кв был включен трансформатор напряжения, но он не
повлиял на распределение выпрямительного тока.
В тех случаях, когда переходное сопротивление в месте
замыкания на землю будет сравнительно велико, во
избежание протекания через обмотку выпрямленного тока
трансформатор напряжения на время отыскания повреждения
необходимо отключать.
Предложенный метод отыскания места замыкания на
землю в разветвленных воздушных электросетях, отличающийся
простотой, легко осуществить в условиях электросетевых
предприятий. Поскольку газотронные или другие выпрямительные
установки и измерительные штанли уже получили здесь
широкое распространение, достаточно лишь доукомплектовать их
микроамперметрами типа М494.
Инж. Е. И. ЗАГОСКИН
ЦЛЭМ Туяыюрго
УДК 621.316.545.053.2
СТАЦИОНАРНЫЕ ЗАЗЕМЛЯЮЩИЕ НОЖИ
ДЛЯ КАМЕР КСО-2УМ
Главное Техническое управление по эксплуатации
энергосистем Минэнерго СССР решением № «Э-4/64 предлагает в
распределительных устройствах напряжением 3 кв и выше
устанавливать стационарные заземляющие ножи (ЗН) таким
образом, чтобы, как правило, не требовалось применения
переносных заземлений.
В Ленинградской кабельной сети эксплуатируются свыше
300 распределительных подстанций, на которых установлено
3 200 камер КСО-2УМ. Для облегчения условий работы
оперативно-ремонтного персонала работниками сети в 1968 г.
была предложена конструкция установки стационарных
заземляющих ножей к разъединителям в камерах КСО-2УМ
(рис. 1).
Май, 1970
81
б Электрические станции № 5.

Рнс. 1. Разрез каперы КСО-2УМ с заземляющими ножами
(ЗН).
/, 2 — соответственно ЗН шинных разъединителей и их привод; 3, 4 —
соответственно ЗН линейных разъединителей и их привод; 5 —
механическая блокировка ЗН.
Заземляющие ножи и кинематическая схема механической
блокировки заимствованы из конструкции разъединителей
типа РвЗ, выпускаемых Нижне-Туринским электроалпаратным
заводом.
Основные трудности возникли гири размещении приводов
и соединении ях тягами с валом, на котором закреплены
заземляющие ножи. Дело в том, что размещение приводов
выключателя, а также шинного и линейного разъединителей на
лицевой части панели камеры не позволило установить здесь
еще два привода к заземляющим ножам, а расположенные
в левой части камеры тяги к этим разъединителям не дали
возможности разместить еще две тяги. Поэтому приводы к
заземляющим ножам были установлены в правой части камеры,
напротив дверей. При этом приводы были заглублены и
снабжены съемными рукояткам», что позволило ограничиться
минимальными вырезами в двери.
Следует сказать, что при разработке конструкции
заземляющих ножей для камеры КСО-2УМ было рассмотрено
несколько вариантов установки приводов к ним.
По первому варианту привод к ЗН шинного
разъединителя предполагалось установить в верхнем отсеке камеры, где
расположен выключатель, а привод к ЗН линейного
разъединителя— в нижнем отсеке камеры, где расположен линейный
разъединитель.
Рис 2. Общий вид установки приводов
заземляющих ножей.
Во втором варианте один привод, установленный в
нижнем отсеке камеры, должен был одновременно приводить
в действие ЗН шинного и линейного разъединителей.
Самым удобным, требующим минимальных трудозатрат,
оказался вариант, в котором оба привода к ЗН установлены
в нижнем отсеке камеры (рис. 2).
Широкое внедрение заземляющих ножей для камер
КСО-2УМ, изготавливаемых пока в кустарных условиях,
может одерживать их обусловленная этим относительно высокая
стоимость (50—60 руб.). Для сравнения стоимость
выпускаемых Нижне-Туринским электроаппаратным заводом
разъединителей с заземляющими ножами типа РВЗ составляет около
.30 руб.
Учитывая, что по всей стране эксплуатируются сотни
тысяч камер КСО-2УМ, представляется экономически
целесообразным организовать промышленный выпуск заземляющих
ножей в комплекте с механической блокировкой и приводом.
ВЫВОДЫ
1. Конструкция камер КСО-2УМ позволяет оборудовать
шинные и линейные разъединители стационарными
заземляющими ножами.
2. Организация промышленного выпуска заземляющих
ножей с механической блокировкой и приводом позволит в
кратчайший срок привести камеры КСО-2УМ в соответствие с
требованиями ПУЭ.
Инженеры К. К. ВОЛЧКОВ, Е. А. ШАРОВА
НОВЫЕ КНИГИ ИЗДАТЕЛЬСТВА «ЭНЕРГИЯ»
Булгаков В. В. Механизация ремонтно монтажных работ на
тепловых электростанциях. 184 с. 83 к.
Мещерский Н. А. Контроль водного режима на электростанциях
и в котельных. 272 с. 92 к.
Простяков А. А. Индукционные нагревательные установки (Б-ка
электротермиста) 120 с. 35 к.
ВерховскийН. И., КрасноселовГ. К., Машилов Е. В.,
Цирульников Л. М. Сжигание высокосернистого мазута на
электростанциях. 448 с. 1 р. 59 к.
Свенчанский А. Д., Смелянский М. Я. Электрические
промышленные печи. Часть 2. Дуговые печи. Учебное пособие для студентов
высших учебных заведений 264 с. 1 р. 09 к.
Шляхин П. Н., Бершадский М. Л. Краткий справочник по
паротурбинным установкам. Изд. 2-е, доп. 216 с. 85 к.

ОТКЛИКИ И ПИСЬМА
УДК 621.18.004
ПО ПОВОДУ СТАТЬИ Е. М. ЗАЛКИНДА
«ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕАКЦИЙ ПРИ РАБОТЕ
ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ КЛАПАНОВ»1
анализировал механизм действия усилий на криволинейных
участках выхлопного трубопровода при установившемся
движении потока пара. Полученная автором формула
Р = 2,6рР*1п -у
(3)
В статье Е. М. Залкинда разбираются вопросы
определения реакций в выхлопной трубе, давления струи на
криволинейных участках и давления за клапаном в выходной
камере, приводится численный пример расчета, рекомендуются
конструкции выхлопных систем.
При рассмотрении указанных вопросов автором допущен
ряд неточностей, зачастую основанных на неверных
предположениях.
1. При определении критического давления р2 в устье
выхлопной трубы (рис. 1) автором получена формула
й .
/?, =7,25-р—-К /?#1>в, ат. (1)
Эта формула неверна. Проследим ход рассуждений. При
истечении пара при критическом давлении критическая скорость
равна скорости звука в данной среде:
юж= \0шУвкр&ш, м/сек.
Из этой формулы находится абсолютное давление истечения в
устье
а?,' го>кши
Р2== 104я*с/2 = 104#*о2 #
(2)
Отметим, что шк здесь критическая скорость истечения в
устье выхлопной трубы. Первый сомножитель числителя фор-
мулы (2) автор выражает через -тг- 10* из уравнения нераз-
•* 2
рывности потока, что сделано правильно. Второй сомножитель
числителя формулы (2) автором необоснованно выражается через
а Урщу9, что делать нельзя, так как это произведение
определяет собой критическую скорость при истечении из
предохранительного клапана, а не из устья. Поэтому в результате
ошибочной подстановки получена ошибочная зависимость (1)
для определения критического давления в устье выхлопной
трубы.
Отмечаем, что при выводе формулы (1) автор допустил
еще одну неточность. Он выводил ее, «...пренебрегая падением
давления в трубопроводе».
Это выражение непонятно.
Падение давления в
трубопроводе происходит по двум
причинам. Первая — это
преобразование потенциальной
энергии пара в кинетическую,
при дальнейшем расширении
пара. Максимальная скорость
пара получается только в
устье. Вторая причина — это
сопротивление трубопровода.
Автор, по-видимому, имел в
виду вторую причину. Однако
пренебрегать дросселированием
пара в. трубопроводе при
больших скоростях истечения, а
также пренебрегать
дросселированием в выходной камере
в результате
неорганизованного течения, нельзя. Такое
пренебрежение автором необо-
сновано.
2. Автор правильно про-
Рис. 1. Схема системы
«клапан—выхлопная труба».
/ — предохранительный клапан;
2 — колено; 3 — выхлопная
труба; 4 — отвод воды; 5 —
Каткова* опора.
не вызывает сомнений. Но на ней основывается ошибочный
вывод. По Залкинду, вертикальное усилие на опору
складывается из трех составляющих:
Я = {рш - 1) Рг + 1.3/>Л + 2,6/?,/?, 81п -^- соЗ -у
(4)
Поясним физическую сущность каждого слагаемого прч
принятом автором допущении, что р**р%, где р — статическое
давление пара при повороте струи; р2 — статическое давление
в устье трубы.
Первое слагаемое формулы (4) отражает усилие,
действующее на отвод (на повороте струи) в результате наличия
критического давления в устье трубы. Это давление неурав-
повешено, так как конец трубы открыт. Второе слагаемое
есть количество движения истекающего пара шш2,
выраженное через р2 и Р* Третье слагаемое — это вертикальная
проекция суммарной силы, определенной по направлению
биссектрисы, в результате действия центробежной силы
элементарных масс при повороте струи
Ошибка автора состоит в том, что количество движения
истекающего из устья трубы пара и центробежные силы на
повороте струи считаются существующими сами по себе,
независимо друг от друга. Автор не понимает, каким образом
и где передается реакция от количества движения.
Количество движения — это векторная величина и действует на отвод
(на повороте) в виде центробежной силы, направленной но
биссектрисе (рис. 2). Горизонтальная составляющая этой силы
уравновешивается трубопроводом (трубопровод работает на
растяжение по оси трубы). Вертикальная составляющая не
уравновешена и действует на опору. Поэтому не случайно
второе и третье слагаемые всегда равны. И поэтому же
формула (4), по которой автор вычисляет вертикальное усилие
в приведенном им числовом примере, неверна. Из нее
необходимо удалить или второе или третье слагаемое и тогда она
(с учетом направления сил на катковую опору) будет
отражать действительную схему действия сил при
установившемся движении. Необходимо отметить, что струя пара на
повороте стремится разогнуть отвод, т. е. она создает
изгибающий момент в трубопроводе, на который последний должен
быть рассчитан.
3. В разделе «Рекомендуемые конструкции выхлопных
систем» для определения реакции струи в выхлопном
трубопроводе, оканчивающимся равнопроходным тройником (рис.3),
«Электрические станции», 1966, М 4.
Рис. 2. Схема для
определения усилий от количества
движения на колено.
Рис. 3. Двусторонний иы-
хлоп по схеме ТКЗ.
Май, 1970
б
83

автор предлагает формулу
*'-(Л--Р2)/?1. (5)
Эга формула также неверна.
Если автору не ясно, каким образом происходит процесс
расширения в тройнике, то следовало рассмотреть два
крайних случая:
I. Расширения сразу на входе в тройник нет. В этом
случае критическое давление р2 уравновешено давлением «а
стенку тройника против входного сечения и поэтому в формуле
(5) р\=Р2* т. е. Я'«0.
II. Процесс расширения на входе в тройник идет
скачкообразно, т. е. до давления на выходе из тройника р\. В этом
случае следует учитывать дополнительное количество
движения тАхя, которое при повороте струи в тройнике
уравновешивает падение давления, т. е.
(Р\ — Рш) Р% — тДа' = °-
Кроме того, совершенно непонятны рассуждения автора,
когда он при определении равнодействующей силы учитывает
центробежную силу на нижний отвод, равную 5 150 кГ. Если,
по автору, на нижний отвод действуют центробежные силы, то
почему же они исчезли на повороте в тройнике? Эти
центробежные силы, несомненно, существуют и в тройнике. Отличие
только в том, что их горизонтальная составляющая исчезает
ввиду симметричности потока. Вертикальная составляющая
действует по направлению хода пара в трубопроводе до
тройника и уравновешивает вертикальную составляющую
центробежных сил на нижний отвод.
4. Автор рекомендует при определении реакции на опоры
вводить в расчеты динамический коэффициент, равный 1,5. Не
ясно, какими соображениями или данными руководствовался
автор. Этот коэффициент в статье не обоснован. Он может
оказаться гораздо больше, например, равным 3, 4 или 5.
В заключение отмечаем, что в статье, кроме разобранного,
имеются опечатки, иногда искажающие смысл. Например,
в нижней строке первого столбца на стр. 37 формула р\~^
^»0,25(р,+Ар) не имеет смысла.
Инженеры А. И. ОСОКИН, В. Б. ПОПОВ
Уральское отделение ТЭП
♦ ♦ ♦ Ф
УДК 621.18.004
О СИЛАХ РЕАКЦИИ ВЫХЛОПНЫХ
ТРУБОПРОВОДОВ >
В статье Е. № Залкинда содержится ряд ошибочных
положений, вызвавших замечания со стороны инженеров
А. И. Осохина и В. Б. Попова. К сожалению, и в их
замечаниях также имеются неточности и это вынуждает
рассмотреть вопрос более основательно.
В статье Е. М Залкинда в первую очередь надо отметить
неправильное представление о создании критических скоростей
в трубопроводах. В этой статье принято, что «движение пара
в самой выхлопной трубе и истечение в атмосферу
происходит при критической скорости», причем утверждается, что
«это условие всегда соблюдается при истечении пара в
атмосферу при критических давлениях в устье р2>2 аг>.
Подобное допущение не может быть принято. Движение
пара с критической скоростью по трубе постоянного диаметра
вообще немыслимо, поскольку падение давления
сопровождается увеличением удельного объема и пропорциональным ему
увеличением скорости. Следовательно, критическая скорость
может иметь место только при истечении из устья
трубопровода либо в месте перехода на большее суммарное сечение
трубопровода (например, в тройнике двустороннего выхлопа).
Относительное изменение основных параметров вдоль
выхлопного трубопровода иллюстрирует рис. 1, из которого
видно, что при критическом течении в устье уже на расстоянии
10 м от него в глубь трубы давление возрастает более чем
вдвое, а скорость, удельный объем и гидродинамическое
давление уменьшаются на 45%.
Для достижения критической скорости в устье при
выхлопе ш атмосферу достаточно аосолютиого давления 1,03 ат
вместо р?>2 ат, указанных в статье Е. М. Залкинда.
В криволинейном участке выхлопного трубопровода
скорости также не могут достигать критических и, следовательно,
формула (10) в статье неверна.
- /
-
1 .
.
и
^
1.
1—
„ 1 ,
10
го
Поскольку в выхлопных
трубопроводах давление и
количество движения
изменяются вдоль трубопровода очень
быстро, а гидродинамическое
давление в устье достигает
0,65 пьезометрического, вопрос
о силах, возникающих в этих
трубопроводах, следует
рассмотреть с учетом падения
давления и сил трения пара
о стенки.
Для определения сил,
действующих в трубопроводе,
применим закон количества
движения (импульса силы):
равнодействующая всех сил,
действующих на тело (объем
жидкости), равна
производной количества движения по
времени. Для применения
этого закона к движущейся
по трубопроводу жидкости
следует выделить
исследуемый участок трубопровода
контрольными поверхностями
и определить изменение
количества движения жидкости,
протекающей за Л сек через эти поверхности2.
Выделим сечениями / и 2 участок от поворота до устья
выхлопной трубы (рис. 2) и примем силы, направленные
вверх, за положительные. Площадь сечения трубопровода
предположим постоянной, равной Р, давление обозначим р.
На объем пара между сечениями / и 2 действуют силы
давления N\—р^Р и #2——РаР, а также сила трения шара о
стенки трубы Л/тр. Равнодействующая всех этих сил равна
изменению количества движения за 1 сек, т. е.
^1 + ^-+- А/тр = (рх —рг)Р + #тр = т (а;2 — о>,),
О
где т ——г"» а О —расход пара, кг!сек, через сечения / и 2.
Отсюда сила трения, действующая на трубу, равна сумме
Л/'тр = — Л/тр = Л/, + Ы2 — т (»2 — о>,).
Эта сила является единственной силой, действующей на
отрезок прямой трубы /—2, открытый с обоих торцов.
Вертикальная составляющая сил, действующих на колено, равна
#ш#я = — (/?, — 1) Р — тч)х = — Л/, + \Р — тюх,
а общая реакция выхлопного трубопровода определится как
# = ЛГТР + Ыил = Л/2 + \Р — тщ = — (рг — 1) Р — тщ. (1)
Расстояние от цстья+м
Рис. 1. Изменение
относительных параметров пара
вдоль выхлопного
трубопровода диаметром 219Х
Х7 мм (при критическом
истечении).
/ — давление Р/Рк: 2 —
удельный объем V|Vу^, число Маха,
о>/о>}1, гидродинамическое
давление Рд/Рд„.
тшг
1 По поводу статьи Е. М. Залкинда я отклика на нее А. И. Осо-
кина я В. В. Попона.
Рис. 2. Схема сил,
действующих на
объем пара в
выхлопном
трубопроводе, и векторы
количества
движения.
Таким образом, реакция выхлопа
с учетом сил трения и реакции,
возникающей на повороте, определяется
избыточным давлением, действующим на
площадь устья Ру и количествам
движения пара в сечении устья.
Формула (I) универсальна. При
докритической скорости Рг—\ ат, при
критической — зависит от расхода пара.
При критической скорости тщ^кр^ и
абсолютная величина реакции выхлопа
получается равной Я=[(к+\)рг— \У.
Таким образом, высказанное в
статье Е. М. Залкинда мнение, что в
директивном указании № 1907-т Глав-
энергопроекта МЭС якобы не
учитываются силы реакции на поворотах,
является ошибочным. Это заблуждение
возникло вследствие того, что автор,
учитывая силы реакции при истечении
(в сечении 2), не принял во внимание
силу реакции лри «входе в прямую
трубу (в сечении /).
Относительно двустороннего
выхлопа (рис. 3) в статье высказано
мнение, что силы реакции, возникающие
'Л. Прандтль, Гидроаэромеханика,
иэд-во «Иностранная литература», 1951.
84
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

в тройнике, «ввиду
сложности и неясности
процесса падения скоростей
в тройнике рассчитать
и достаточно точно
оценить невозможно».
Однако эта реакция
определяется совершенно точно
и элементарно просто.
Сумма сил и количества
движения в
направлении X равна нулю
(вследствие симметрии
выхлопной части между
сечениями 2 и 5),
необходимо рассмотреть
силы, действующие только
в направлении У. В этом
направлении на
жидкость действует сила
давления в сечении 2,
равная ргР——N2, и
равнодействующая реакций
стенок тройника Ыт.
Согласно закону
количества движения
#т—#2«—тщ.
Сила воздействия пара на тройник, за вычетом
равнодействующей атмосферного давления I/7, равна, следовательно:
Рис. 3. Схема сил, действующих
на объем пара в двустороннем
выхлопном трубопроводе, и векторы
количества движения.
Ы'
4Р+тщ.
Суммируя это усилие с остальными силами,
действующими на выхлопной трубопровод в направлении У, силами
трения #'тр=#1 + #2—гп(ха)2—Ш|) и составляющей сил,
действующих на колено,
Ы% =» — (рх — 1) Р — /ту», = — #, — ш, + I/7.
получим Я = Ы\ + #'тр Ч- ЛГ^ = 0.
Таким образом, применив фундаментальный закон
механики, мы получили для двустороннего выхлопа рис. 3 силу
реакции, равную нулю. Формула (12), предлагаемая в статье
для этого случая, основана на произвольных допущениях и
неверна.
В примере, приведенном в статье Е. М. Залкинда,
вычислена горизонтальная составляющая силы реакции, в качестве
которой принято количество движения в сечении / (.на входе
в колено, рис 2); однако при этом не учтено ни количество
движения, ни давление на входе в горизонтальный участок, ни
силы трения на этом участке. Но и для этого участка, так
же как и для участка /—2 (рис. 2). может быть показано,
что сумма всех сил. действующих на этот участок
трубопровода при установившемся течении, равна нулю.
При принятых в численном примере исходных данных
(О=|290 г/ч, /7?= 12,7 ат) действительные значения сил
реакции в установившемся режиме составят: для одностороннего
выхлопа (рис. 2) вертикальная 8 850 кГ, вместо указанных
14 050 кГ, горизонтальная — нуль, вместо 5150 кГ\ для
выхлопа двустороннего (рис. 3)—нуль, вместо 7940 кГ.
Следует также отметить, что в статье неверно принята
пропускная способность предохранительного клапана с
импульсным устройством. Формула Госгортехнадзора выведена
лля тех клапанов, у которых шток тарелки не проходит через
отверстие седла, и не может поэтому применяться к
импульсным клапанам, у которых значительная часть отверстия
седла занята штоком тарелки. По каталогу Венкжовокого
арматурного завода для клапанов с диаметром отверстия седла
90 мм пропускная способность равна 160 т/ч, вместо
указанных в статье 400 и 290 т/ч. Температура паса в этом примере
ошибочно указана равной 540е С, а не 570° С.
Относительно рекомендуемой конструкции выхлопа
(см. рис. 5,а в статье Е. М. Залкинда) надо отметить, что
применение перфорированного колпака не влияет на величину
реакции выхлопной трубы 2, и идея применения такого
устройства из приведенного описания неясна.
Замечания А. И. Осокина и В. Б. Попова по поводу
ошибочности предлагаемого Е. М. Залкиндом метода определения
реакций выхлопа являются в принципе правильными. Однако
формула (4) в их отклике нуждается в исправлении,
последний член этой формулы должен иметь вид:
(2'яа,81пТ")"2"
Относительно формулы для определения критического
давления в устье выхлопной трубы авторы отклика пришли к
выводу о неправильности формулы
0
Рг = 7,25 -у— Урщ V. .
ат
(2)
на том основании, что формула гюж « 333 V р%ч% определяет
скорость истечения из предохранительного клапана, а не из
устья трубы (при А—1,3). Ошибочность этого утверждения
нетрудно показать.
При теплоизолированном течении в трубопроводе
справедливо равенство
Р<Ръ
(Р+'-Т-Р*)1''
(3)
где Яо, г/о — давление и удельный объем при нулевой
скорости; р, с/, рл —- давление, удельный объем и
гидродинамическое давление в рассматриваемом сечении трубопровода; к —
показатель адиабаты.
Из формулы для критической скорости и)я= V в№яря-\0*
следует, что гидродинамическое давление при этом равно
к
Рд.м= ~2~Р«' Подставив это отношение в (3), получим
равенство
2
справедливое не только при критическом отношении
давлений (/?к =0^546 ро), но и для любого ря<0,546 /то. Отсюда
следует, что скорость критического течения зависит только от
параметров ро, &о и остается одинаковой для всех сечений
выхлопного паропровода, в которых скорость возрастает до
критической. Таким образом, формулу (2) следует считать
верной.
Инж. Б. В. РУДОМИНО
Ленинград
ОТ РЕДАКЦИИ
В № 4 за 1966 г. была помещена статья Е. М. Залкинда
«Определение реакций при работе предохранительных
клапанов», которая содержала ряд ошибок, обнаруженных
тт. А. И. Осокиным и В. Б. Поповым. Поскольку в отклике
наряду с правильными указаниями содержатся некоторые
противоречия, редакция проконсультировала все материалы
с Б. В. Рудомино, который изложил свои взгляды на вопрос
в виде статьи. Публикуя оба материала, редакция считает
полезным уточнить указания на допущенные в статье
Е. М. Залкинда ошибки и их сущность, а также пояснить,
какие расчетные формулы можно считать верными.
Формулу (3) из статьи Е. М. Залкинда, поставленную под
сомнение в письме А. И. Осокина и В. Б. Попова, по
которой определяется конечное давление истечения в устье
выхлопной трубы
й
Рч
= 7,25 -тг- V /?0г0, кГ/смг%
совес
= /т».
можно считать правильной (см. статью Б. В. Рудомино).
Формула (8), дающая величину реакции струи,
вытекающей из выхлопной трубы
Кь=(2,Зр2 — \)Рг, кГ,
указана правильно и совпадает с формулой, полученной
Б. В. Рудомино, если в нее подставить показатель адиабаты
для перегретого пара 6=1,3:
/? = [(* + \)р2-\]Р = (2,Ър2-\)РУ кГ.
Принципиальная ошибка автора статьи Е. М. Залкинда
заключается в том, что при расчете усилий, действующих на
опору выхлопного устройства, он учитывал составляющую
центробежной силы в изогнутом колене, возникающую при
течении жидкости. Все силы, действующие в колене, являются
внутренними и уравновешиваются сопротивлением его стенок.
Май, 1970
85

Эти внутреннее силы не передаются на внешние опоры и не
оказывают на них никакого влияния. В своем отклике
А. И. Осокин и В. Б. Попов правильно указали, что в
численном примере расчета в статье Е. М. Залкинда вертикальная
реакция должна подсчитываться только по формуле (8), а
составляющая центробежной силы должна быть исключена.
При расчете выхлопной системы с двусторонним
горизонтальным выходом пара допущены две ошибки: одна из них
та же, что и в' первом примере — учтена слагающая
центробежной силы в колене; вторая состоит в том, что
вертикальная реакция на опору должна быть равна нулю, а не
указанной в статье величине.
В статье Е. М. Залкинда действительно есть опечатка: на
стр 37, внизу указано неверно
р,>0,25(р2+Ар),
правильно следует читать
Опубликованием настоящих материалов редакция считает
целесообразным завершить дискуссию по вопросу определения
реакций при работе предохранительных клапанов.
Редакция обращает внимание читателей, что в настоящее
время Госгортехнадзор СССР утвердил новые «Правила
устройства и безопасной эксплуатации паровых котлов»
(Москва, изд-во € Недра», 1968). В них, в частности, имеются
указания (пп. 5-2-20 и 5-2-21) по определению расхода пара через
предохранительные клапаны и расчет самих клапанов,
которыми в настоящее время и надлежит руководствоваться.
ОТВЕТ НА ДИСКУССИЮ ПО СТАТЬЕ
«ОПЫТНАЯ ЭКСПЛУАТАЦИЯ ИЗОЛЯТОРОВ
С ГЛАЗУРЬЮ ПОВЫШЕННОЙ ПРОВОДИМОСТИ»1
Ь отзывах представителей Азглавэнерго [Л. 1], Сахалин-
энергс [Л 2], Небит-Дагэнерго [Л. 3] содержатся материалы,
подтверждающие целесообразность более широкого применения
изоляторов с глазурью повышенной проводимости.
Что касается замечания Е. В. Калинина, С. Д. Мерхале-
ва и Е. А. Соломоника [Л. 4], то необходимо отметить
следующее. Они сообщают, что в Ростовэнерго и Донбассэнерго
имели место перекрытия изоляторов ПНБ-35 с
полупроводящей глазурью. В нашей статье было указано, что в
Ростовэнерго имело место тепловое разрушение двух изоляторов из
21 шт. в связи с низким сопротивлением той части проходных
изоляторов ПНБ-35, которая находилась в помещении
станции. Эти два случая разрушения и затем перекрытия
изоляторов не связаны с загрязнением. Что касается Донбаосэнерго,
то при детальном обследовании2 установлено, что в
указанном авторами районе перекрывались опытные изоляторы
ПНБ-35, мастиконалолненные, с обычной глазурью, которые
затем были заменены на вводы ВМ-125.
Е. В. Калинин, С. Д. Мер хал ев и Е. А. Соломоник
касаются не только опыта эксплуатации изоляторов с
полупроводящей глазурью, но и предлагают дальнейшее направление
разработок и исследований таких изоляторов, что в нашей
статье не рассматривалось.
Авторы замечаний считают, что необходимо разработать
полупроводящую глазурь с таким же температурным
коэффициентом сопротивления, как у новой английской глазури —
ангобы на основе окислов титана. Они предлагают
отказаться от оправдавшей себя в эксплуатации глазури лишь потому,
что в Англии существует полупроводящая глазурь с меньшим
температурным коэффициентом сопротивления, которая, кета-
1 См. «Электрические станции». 1968. № 8.
1 С участием высоковол! тной лаборатории энергосистемы
86
ти, авторами не была исследована и в Англии находится еще
в стадии эксплуатационной проверки.
Мы считаем, что более целесообразно накапливать и
изучать опыт применения изоляторов с существующей
полупроводящей глазурью и одновременно заниматься ее
совершенствованием.
По-видимому, авторам [Л. 4] неизвестно, что новая
английская глазурь была разработана в связи с необходимостью
увеличения электрокоррозионной стойкости, а не потому, что
старая глазурь имела большой температурный коэффициент
сопротивления. На этом основании в отечественную глазурь
была введена двуокись титана задолго до появления новой
английской глазури.
При рассмотрении тепловой устойчивости авторы
ссылаются на работу Е. В. Калинина, в которой ислытывались чистые
неувлажненные изоляторы. При этом они распространяют
полученные выводы на загрязненные и увлажненные изоляторы,
что, по нашему мнению, неправильно ввиду неучета эффекта
охлаждения изоляторов при увлажнении их туманом или
моросью.
Далее авторы рекомендуют применить изоляторы,
имеющие относительно небольшую разность в диаметрах фарфора
по пути тока утечки.
Это было отражено в выводах нашей статьи (изоляторы
ПС-35, ОСН-35, ОН-10, ПНБ-Э5). Наряду с этим есть и
другой путь создания надежных изоляторов с полупроводящей
глазурью [Л. 5]. Он основан на положительных результатах
эксплуатации изоляторов типа ИШД-35 и ШТ-Зб, имеющих
большую разность в диаметрах фарфора вдоль пути тока
утечки. В Англии, например, подобные изоляторы с
полупроводящей глазурью нашли широкое распространение [Л. 6].
Авторы замечаний считают, что механизм перекрытия
изоляторов с обычной и полупроводящей глазурями не имеет
принципиальных отличий. С этим нельзя согласиться.
Известно, например, что на изоляторах с полупроводящей глазурью
отсутствуют частичные разряды, тогда как на обычных
изоляторах они имеют место; на изоляторах с полупроводящей
глазурью наблюдается прожиг глазури (трек), тогда как на
обычных этого явления нет и т. д.
Таким образом, авторы высказывают ряд несостоятельных
гипотез, без убедительных на то доказательств. Что касается
их рекомендаций по методике исследования, то этот вопрос
должен быть рассмотрен шире, в отдельной дискуссии, так как
сами авторы такие изоляторы в условиях загрязнения и
увлажнения не исследовали.
Опубликованные в последнее время в зарубежной
технической литературе статьи свидетельствуют о том, что интерес
к изоляторам с полупроводящей глазурью не ослабевает.
Водной из статей [Л. 7] приведено описание полупроводящей
глазури на окиси олова.
ЛИТЕРАТУРА
1. А. А. Алиев. Результаты эксплуатации вводов типа ПНБ-35
с повышенной проводимостью, «Электрические станции». 1969, № 5.
2. В. И. Т к а ч е в, Т е н-х о-г и р, Р. С. Т е г а й. Результаты опыт-
ной эксплуатации изоляторов с глазурью повышенной проводимости,
«Электрические станции», 1969, № 8.
3. В. Н. Т р у с о в а, А. С. X а р и н, Ю. Т. Л о к т е в, М. Л. А р у-
т ю н я н, А. Ф. Д о д о н о в. Исследование подстанционной изоляции
в условиях загрязнения соленчаковской пылью и морскими туманами.
«Электрические станции», 1969. № 8.
4. Е. В. Калинин. С. Д. Мерхалев. Е. А. Соломоник,
По поводу статьи Р. Т. Левшунова и др. «Опытная эксплуатация
изоляторов с глазурью повышенной проводимости», «Электрические
станции». 1968, № 8.
5. Р. Т. Л е в ш у н о в. Гряаеразрядные напряжения и тепловая
устойчивость изоляторов с полупроводящей глазурью, «Электричество»,
1969. № 10.
6 С. Н. V. С1агк, ЕесПка» Веу|е*. стп. 174, 1964, 15 Мау.
7. Е'ечЛМка' Реу|е*г, 1%8. К? 2?, стр. 183.
Инженеры Р. Т. ЛЕВШУНОВ, Н. Л. ГЕЛЬМАН,
Г. И. ЛЫСАКОВСКИЙ, М. В. ХОМЯКОВ
СмбНМИЭ — Ростс*эиарго — Ц1Л Махммрг*
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

УДК (017)+ (083.76)(100)
МЕЖДУНАРОДНАЯ СИСТЕМА ЕДИНИЦ —
ОСНОВА НОВОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО
СТАНДАРТА НА ЕДИНИЦЫ ФИЗИЧЕСКИХ
ВЕЛИЧИН
Принятая XI Генеральной конференцией по мерам и
весам в 1960 г. Международная система единиц (СИ)
разрешила остро назревшую необходимость в единой универсальной
практической системе единиц для всех отраслей науки,
техники, народного хозяйства и преподавания. Принятие
Международной системы единиц представляет важнейший
прогрессивный акт, подытоживший огромную подготовительную
работу, проведенную рядом международных и национальных
научных организаций.
Потребность в единой системе единиц столь велика и
преимущества ее настолько очевидны, что, несмотря на
относительно небольшой срок со дня принятия Международной
системы единиц, она получила широкое отражение в ряде
международных рекомендаций, законоположений об единицах
физических величин в отдельных странах и национальных
стандартах.
В Советском Союзе Международная система единиц
(ГОСТ 9867—61) введена для предпочтительного ее
применения во всех областях науки, техники и народного хозяйства,
а также при преподавании с 1 января 1963 г. СИ обладает
рядом несомненных преимуществ по сравнению с применяемы-
* ми в СССР отраслевыми системами единиц (МКС, СГС и
МКГСС для механических величин, МКСА и СГС для
электрических и магнитных величин, МКСГ — для тепловых
величин, МКС и СГС — для акустических величин, МСС — для
световых величин).
Внедрение СИ в значительной степени устранит
многообразие системных и внесистемных единиц, вызывающее
существенные затруднения в преподавании, проведении научных
исследований, при проектировании, строительстве и
эксплуатации производственных объектов и оборудования. Эти
затруднения связаны, главным образом, с необходимостью перевода
значений физических величин из одной системы в другую,
с непроизводительной затратой времени на изучение систем
единиц и загрузкой памяти большим числом вспомогательных
понятий и коэффициентов, характеризующих зависимости
между единицами однородных величин.
В Советском Союзе со времени введения в действие
ГОСТ 9867—61 осуществлен ряд мероприятий по внедрению
в практику единиц СИ при издании научно-технической
литературы, при преподавании в вузах, техникумах и средней
школе, при проведении научно-исследовательских работ
В единицах СИ уже утвержден ряд государственных
стандартов, выпущено значительное количество учебников, учебных
пособий по различным дисциплинам для высших и средних
специальных учебных заведений, а также справочников,
монографий, заводских каталогов, отраслевых нормалей,
руководящих технических материалов и т. п. В единицах
Международной системы полготавливаются к печати ряд
энциклопедий (например, БСЭ), словарей (например,
политехнический) и других массовых изданий. Проводятся семинары,
лекции, передачи по радио и телевидению, выпущен
специальный фильм о Международной системе единиц.
Комитет стандартов, мер и измерительных приборов при
СМ СССР принял решение о развертывании мероприятий по
подготовке перехода от предпочтительного к обязательному
применению единиц Международной системы, в том числе
о разработке единого стандарта на единицы физических
величин.
Проект стандарта «Единицы физических величин», ра^эа-
ботанный Всесоюзным научно-исследовательским институтом
метрологии им. Д. И. Менделеева, широко обсуждался
(получено 700 отзывов и рекомендаций) научно-технической
общественностью, в министерствах, ведомствах, институтах и
издательствах. Окончательная редакция проекта стандарта
одобрена 19 августа 1969 г. коллегией Комитета стандартов, мер
и измерительных приборов при СМ СССР.
ХРОНИКА
Одобренный проект стандарта «Единицы физических
величин» печатается отдельным изданием в Издательстве
стандартов и опубликован в журнале «Измерительная техника» (№ 2,
1970 г.).
Комитет стандартов рекомендует приступить к
немедленному практическому внедрению стандарта для того, чтобы уже
в 1970 г. до его окончательного утверждения учесть
возможные затруднения, возникающие при реализации стандарта.
Ниже перечислены характерные черты проекта стандарта
«Единицы физических величин» я его отличия от ныне
действующих стандартов на единицы намерений.
1. Стандарт разработан взамен шести отраслевых
стандартов на единицы измерений механических, тепловых,
электрических, магнитных, световых, акустических величин и
единиц радиоактивности и ионизирующих излучений (ГОСТ
7664--61, ГОСТ 8550—61, ГОСТ 8033—56, ГОСТ 7932—56.
ГОСТ 8849—58 и ГОСТ 8848—63), государствениого
стандарта «Международная система единиц» (ГОСТ 9867—61) и
стандарта «Образование кратных и дольных единиц
измерений» (ГОСТ 7663—55).
2. В основу стандарта «Единицы физических величии»
положены единицы Международной системы. Сокращенный
перечень важнейших единиц СИ приведен в таблице.
Производные единицы СИ получены по правилам образования
когерентных (согласованных) единиц.
3. Электрические и магнитные единицы СИ образованы
в соответствии с рационализованной формой уравнений
электромагнитного поля.
4. Для измерений температуры в Международной системе
единиц принята термодинамическая температурная шкала
с единицей — кельвин. Новое определение принято XIII
Генеральной конференцией по мерам и весам: «кельвин —
единица термодинамической температуры—1/273,16 часть термо
динамической температуры тройной точки воды».
Наименование «кельвин» с обозначением К принято вместо прежнего —
«градус Кельвина» с обозначением "К, а для разности
температур — «кельвин» (К) вместо прежнего наименования
«градус» (град).
В практических измерениях допускается применение
международной практической температурной шкалы с единицей —
градус Цельсия (°С), для разности температур допускается
также применение градуса Цельсия (°С) вместо прежнего
наименования «градус» (град).
5. Световые единицы СИ установлены для спектрального
состава света при температуре затвердевания платины,
соответствующей давлению 101 325 Па. К другому спектральному
составу света при световых измерениях следует переходить на
основе установленных значений относительной видности по
ГОСТ 11093—64.
Единица силы света получила новое наименование — «каи-
дела» (кд) вместо прежнего — «свеча» (ев). Новое
определение принято XIII Генеральной конференцией по мерам и весам:
«кандела — сила света, испускаемого с площади 1/600 000 м*
сечения полнотч) излучателя, в перпендикулярном этому
сечению направлении, при температуре излучателя, равной темпе:
ратуре затвердевания платины при давлении 101 325 Па».
6. Приведены определения основных, дополнительных и
производных единиц СИ, позволяющие достигнуть полной
однозначности в указании размера единицы. Ранее в
государственных стандартах на единицы измерений приводились размеры
единиц в виде условных выражений, показывавших способ
образования производных единиц из основных и дополнительных
или ранее введенных производных единиц. Так, например,
размер единицы работы и энергии — джоуля — был (1 к)«(1 л),
такой же, как и у другой, отличающейся по физическому
содержанию величины — момента силы (ньютон-метра). Размер
единицы напряженности магнитного поля в СИ и МКСА кчк
при рационализованной, так и при нерационалиэованноА
форме был (1 а) : (1 я), хотя единицы указанной величины при
этих двух формах отличаются в 4я раз.
Приведенные примеры показывают, что такой способ
условных выражений не дает исчерпывающего представления
о размерах единиц, так как носит абстрактный характер, не
связанный с конкретными физическими моделями.
- 87

Сокращенный перечел о важнейших единиц
Международной системы (СИ)
П родолженип
Величина
Наименование
единицы
Обозначение
единицы
русское

международное
/. Основные единицы
Длина
Масса
Время
Сила электрического тока
Термодинамическая
температура Кельвина
Сила света
метр
килограмм
секунда
ампер
кельвин
кандела
Плоский угол
Телесный угол
//. Дополнительные единицы
радиан
стерадиан
м
кг
с
А
К
кд
рад
ср
т
к*
з
А
К
ей
га<1
зг
///. Производные единицы пространства и времени
Площадь
I бъем, вместимость
Скорость
Ускорение
Частота
Частота вращения
Угловая скорость
Угловое ускорение
квадратный метр
кубический метр
метр в секунду
метр на секунду
в квадрате
герц
секунда в минус
первой степени
радиан в секунду
радиан на секунду
в квадрате
ма
м>
м/с
м/с»
Гц
с"»
рад/с
рад/с»
та
та
т/з
т/з.»
Нг
з-'
гад/з
гаё/з2
IV. Производные единицы механических величин
Плотность
Удельный объем
Динамический момент
инерции
Сила, сила тяжести (вес)
Момент силы
Импульс силы
Давление; механическое
напряжение; модули
упругости, сдвига, объемного
сжатия
Работа, энергия
Мощность
Динамическая вязкость
Кинематическая вязкость
Массовый расход
Объемный расход
килограмм на
кубический метр
кубический метр
на килограмм
килограмм-метр
в квадрате
ньютон
ньютон-метр
ньютон-секунда
паскаль
джоуль
ватт
паскаль-сек унда
квадратный метр на
секунду
килограмм в секун-
ду
кубический метр
в секунду
кг/м8
м»/кг
кгм2
Н
Нм
Не
Па
Дж
Вт
Па-с
М»/С
кг /с
м3/с
ке/т8
т*/кВ
кв-т2
N
М-т
N•5
Ра
^
Раз
тг/з
ке/з
та/з
V. Производные единицы электрических и магнитных величин
кулон Кл С
вольт В V
Количество электричества,
электрический заряд
Электрическое напряжение,
электрический потенциал,
электродвижущая сила
Электрическая емкость
Электрическое сопротивление
Электрическая проводимость
Магнитный поток
Магнитная индукция
Магнитодвижущая сила,
разность магнитных
потенциалов
Индуктивность, взаимная
индуктивность
Абсолютная магнитная
проницаемость
Магнитное сопротивление
Магнитная проводимость
Мощность электрической
цепи:
активная
реактивная
полная
фарада
ом
снменс
вебер
тесла
ампер
генри
генри на метр
ампер на вебер
вебер на ампер
ватт
вар
вольт-ампер
Ф
Ом
См
Вб
Т
А
Г
Г/м
А/Вб
Вб/А
:Вт,
вар
ВА
VI. Производные единицы тепловых величин
Количество теплоты
Удельное количество теплоты
Удельная теплоемкость,
удельная газовая постоянная,
удельная энтропия
Тепловой поток
Коэффициент теплообмена
(теплоотдачи), коэффициент
теплогорэдэчя
Теплоп роэод кость
Температурный градиент
джоуль
джоуль на кило-1
грамм ' «•
джоуль на килограмм-
кельвин
ватт
ватт на квадратный
метр-кельвин
ватт на метр-кельвин
кельвин в минус
перэой степени
* Дж
Дж/кг
Дж/(кг-К)
Вт
Вт/(м»К)
Вт/(мК)
к-«
Р
9
5
Т
А
Н
Н/тп
А/ШЬ
\УЬ/А
уаг
УА
Л/(кв-К)
\У/(т»-К)
\У/(т-К)
кТ
Величина
Наименование
единицы
Обозначение
единицы
русское

международное
VII. Производные единицы световых величин
Световой поток
Световая энергия
Освещенность
Светимость
Яркость
Количество освещения
люмен
люмен-сек унда
люкс
люмен на
квадратный метр
кандела на квадрат-
ный метр
люкс-секунда
лм
лм«с
лк
лм/м*
КД/М»
ЛК'С
VIII. Производные единицы акустических величин
Объемная скорость
Акустическое сопротивление
Механическое сопротивление
кубический метр
в секунду
паск аль-сек унда
на кубический метр
ньютон-секунда
на метр
М»,С
Па-с/м»
Н-с/м
IX. Производные единицы ионизирующих излучений
Дж/кг
Вт/кг
Доза излучения (поглощенная
доза излучения), керма
Мощность дозы излучения
(мощность поглощенной
дозы излучения), мощность
кермы
Экспозиционная доза
рентгеновского и
гамма-излучений
Мощность экспозиционной
дозы рентгеновского и гамма-
излучений
Активность изотопа в
радиоактивном источнике
(активность нуклида)
джоуль на
килограмм
ватт на килограмм
кулон на
килограмм
ампер на
килограмм
секунда в минус
первой степени
Кл;кг
А/кг
1т
1т*з
1х
1т/т*
са/т»
1х-з
т»/5
Ра-з/га8
Ы-з/т
Л/кв
ЧУ/кв
С/кв
А ке
7. Кроме новых определений Кельвина и канделы и
оставшихся без изменения определений основных единиц — метра,
килограмма и ампера, в проекте стандарта приведено новое
определение основной единицы времени — секунды: ссекунда —
9 192 631 770 периодов излучения, соответствующего переходу
между двумя сверхтонкими уровнями основного состояния
атома цезия 133».
8. Наряду с единицами СИ допускается применение
следующих единиц: морской мили (м. миля) и узла (уз) — для
навигации; тонны (т) и центнера (ц) — для массы; моля
(моль) и киломоля (кмоль) — для количества вещества;
минуты (мин), часа (ч). суток (сут), недели (нед), месяца
(мес), года и века—для времени; градуса Цельсия (°С) —
для практических измерений температуры; градуса (°),
минуты (')» секунды ("), гона — для плоского угла; гектара (га) —
для площади; литра (л) —для объема и вместимости;
километра в час (км/ч) — для скорости; оборота в минуту
(об/мин) и оборота в секунду (об/с) — для частоты
вращения; киловатт-часа (кВт • ч) — для работы и энергии; литра
в секунду (л/с)—для объемного раехта: децибела (дБ) —
для уровня звукового давления; фона — для уровня
громкости; распада в секунду (расп./с)—для активности изотопа;
альфа-частицы-, бета-частицы-, нейтрона-, гамма-кванта в
секунду на квадратный метр — для плотности потока ионизирующих
частиц и квантов; процента (%), промилле (%0) и
миллионной доли (млн-1)—для относительных величин: бела (Б),
децибела (дБ), октавы, бита (бит) и непера (Нп)—для
логарифмических относительных величии.
9. Временно допускаются к применению и подлежат по-
о
степенному изъятию к 1 января 1975 г.: ангстрем (А) — для
длины; карат (кар) — для массы; килограмм-сила (кгс) и
единицы, основанные на ней; лошадиная сила (л. с): ватт-
час (Вт«ч); калория (кал) ?т килокалория (ккал) и етинииы,
основанные на них: рад (рад), оентген (Р), ^эп (бэр), кюри
(Ки) и единицы, основанные на них; бар (бар), миллиметр
водяного столба (мм вод. ст.) и миллиметр ртутного столба
(мм рт. ст.) — для давления; ом-квадратный миллиметр на
метр (Ом • мм2/м) — для удельного электрического
сопротивления.
10. Допускаются к применению в астрономии и
теоретических разделах физики единицы системы СГС в том числе:
максвелл (Мкс), гаусс (Гс), гильберт (Гб), эрстед (Э), пуаз
(П), стоке (Ст), астрономические единицы (световой год,
парсек, астрономическая единица длины) и некоторые
специальные единицы: барн (б), злектронвольт (эВ).
11. Приведены следующие приставки для обпазовлния
десятичных кратных и дольных единиц: Тера (Т) —101*, Гига
88
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

(Г) — 109, Мега (М) — 10е, кило (к) — 103, гекто (г) — 102,
дека (да) —10', деци (д) — Ю-1, санти (с) — 10"*, милли
(м) — 10~3, микро (мк) — 10"Л нано (н) — Ю"9, пико (п) —
10-", фемто (ф) — Ю-15 и атто (а) — 10"!|.
Недопустимо применение двух приставок при образовании
кратной или дольной единицы.
Приставки гекто, дека, деци и санти допускается
применять только в наименованиях кратных и дольных единиц, уже
получивших распространение (например, гектар, декалитр,
дециметр, сантиметр).
Приставку следует присоединять к первой единице
составной единицы, т. е. к производной единице в целом. Так,
например, 10* единиц момента силы в СИ следует писать — кило-
ньютон-метр (кН'М), а не ньютон-километр (Н-км).
Приставки для образования дольных и кратных единиц
следует, как правило, применять только в числителе.
12. Написание обозначений производных единиц,
полученных делением одной единицы на другую, допускается
применением косой черты (например, для линейной скорости м/с),
прямой черты ( например,-—-Кили умножением числителя на
отрицательную степень знаменателя (например, М'С"1).
При применении косой черты и составного знаменателя,
представляющего произведение нескольких сомнбжителей,
следует знаменатель заключать в скобки. Например, следует
писать Дж/(кг-К) и нельзя писать Дж/кг-К. Последняя запись
может означать, что Дж/кг умножается на К, т. е. имеется
ввиду Дж • К/кг.
13. Обозначения производных единиц, состоящих из
нескольких сомножителей, следует разделять точками между
обозначениями сомножителей на средней линии, как знаками
умножения.
14. Введено наименование величины «частота вращения»
для ротационных машин (центробежных и турбонасосов,
центробежных и осевых компрессоров, паровых и газовых турбин
и других вращающихся машин и их деталей) вместо ранее
неправильно применявшихся наименований этой величины —
числа оборотов, числа оборотов в единицу времени или угловой
скорости. Единицы частоты вращения: в СИ — секунда в
минус первой степени (с-1), внесистемные — оборот в секунду
(об/с) и оборот в минуту (об/мин).
15. Для единицы давления введено наименование
«Паскаль» с обозначением Па (Ра).
16. Дано новое определение литра как дольной единицы
кубического метра, принятое XII Генеральной конференцией по
мерам и весам в 1964 г.: 1 л=1 • Ю-3 мя (точно)** 1 дм8
(точно). Таким образом, отменяется прежнее определение (1 л=
-1,000028-10-* мя).
17. Обозначения единиц, получивших наименования
в честь ученых (ампер, вольт, ватт, юельвин, кулон, ньютон,
ом, паскаль, пуаз, сименс, стоке, фарада, рентген, кюри)
должны писаться с заглавной (прописной) буквы (А, В, Вт, К, Кл,
Н, Ом, Па, П, См, Ст, Ф, Р, Ки).
18. |Вое обозначения единиц следует печатать шрифтом
текста, т. е. прямым шрифтом, если текст печатается также
прямым шрифтом. Это значительно облегчает разметку
рукописей к набору и сам наоор.
19. Изменены обозначения некоторых единиц: ср — для
стерадиана (вместо стер), с—для секунды (вместо сек), Ки—
для кюри, См —для сименса (вместо сим), Т—для тесла
(©место тл), Кл —для кулона (вместо к).
20. Приведены положения о практическом применении
стандарта в ряде областей науки, техники и народного
хозяйства, а также при преподавании:
а) во всех вновь разрабатываемых или пересматриваемых
стандартах всех видов следует применять единицы €и,
кратные и дольные от них, а также единицы, допускаемые к
применению наравне с ними. В необходимых случаях допускается
приводить (в скобках, в отдельной графе, на параллельной
шкале графика или диаграммы) значения величин в прежних
единицах, временно допускаемых к применению и подлежащих
изъятию;
б) во всех новых стандартах на средства измерений
следует предусматривать их выпуск с градуировкой как в
прежних единицах, так и в единицах* СИ, в кратных и дольных
от них;
в) в нормативно-технической документации на новые типы
изделий, при преподавании в высших и средних специальных
учебных заведениях, в средней школе, а также во всей
издаваемой научно-технической литературе, в том числе в
технических справочниках, учебниках и учебных пособиях,
журналах, монографиях, энциклопедиях и популярных изданиях
следует применять единицы СИ, кратные и дольные от них, или
единицы, допускаемые к применению наравне с ними.
Особое внимание следует обращать на правильное
применение наименований величин: массы и веса, плотности и
удельного веса, относительной плотности и относительного
удельного веса. Недопустимо применение термина «вес»
(следует применять термин «масса») с единицами килограмм (кг),
грамм (г), тонна (т), центнер (ц), карат (кар), являющимися
единицами массы, а не веса (силы тяжести). Не следует
допускать применения терминов «удельный вес», «объемный вес»
и «насыпной вес» (следует употреблять термин «плотность»,
«объемная масса» и «насыяная масса») с единицами
килограмм на кубический метр (кг/м3), грамм на кубический
сантиметр (г/см3), тонна на кубический метр (т/м3),
являющимися единицами плотности, объемной и насыпной массы. При
выражении параметра твердых, жидких и газообразных
веществ в виде отношения их плотности к плотности воды или
воздуха его следует называть относительной плотностью.
Л. Р. СТОЦКИЙ, председатель комиссии
Международной системы единиц Комитета ВСНТО
по стандартизации
ОТ РЕДАКЦИИ
В связи с рекомендацией Комитета стандартов, мер и
измерительных приборов при Совете Министров СССР по
немедленному внедрению проекта стандарта ^Единицы
физических величин» журнал просит читателей в Кратчайший срок
прислать в редакцию свои соображения по вопросам его
внедрения.
ВНИМАНИЮ ЧИТАТЕЛЕЙ!
Всесоюзный научно-исследовательский институт технической информации,
классификации и кодирования (ВНИИКИ) Комитета стандартов, мер и измерительных
приборов при Совете Министров СССР выпускает реферативно-информацион.ный сборник
«Научно-техническая терминология».
В сборнике публикуются материалы о состоянии терминологии в различных
отраслях хозяйства и областях знаний, ходе разработки новых терминологических
стандартов, методике, организации и планировании терминологической работы в СССР и за
рубежом; специальный раздел посвящен деятельности международных организаций по
согласованию национальных терминологий.
Сборник рассчитан на специалистов в области стандартизации терминологии,
инженерно-технических работников, преподавателей и студентов высших и средних
специальных учебных заведений.
Сборник распространяется по подписке. Подписная цена на год 4 руб.
Подписку на сборник на 1970 г. можно оформить перечислением на расчетный счет
ВНИИКИ № 14071 в Хорошевском отделении Госбанка г. Москвы либо почтовым
переводом по адресу: г. Москва, К 1, ул. Щусева, 4. ВНИИКИ.

Фотохроника
ЛЕТИЮ ПЛАНА ГОЭЛРО НАШ ЖУРНАЛ, НАЧИНАЯ С МАЙСКОГО НОМЕРА, ПУБЛИКУЕТ ФОТОДОКУМЕНТЫ
ИСТОРИИ СТАНОВЛЕНИЯ И РАЗВИТИЯ ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИКИ СТРАНЫ.
В наследство от царской России молодой республике Советов досталась
слабенькая промышленность, парализованный транспорт, отсталое сельское
хозяйство, голод, холод, разруха.
«Мыслимо ли осуществление непосредственного перехода от этого,
преобладающего в России, состояния к социализму?» — спрашивает В. И. Ленин
и отвечает: «Да, мыслимо до известной степени, но лишь при одном условии...
Это условие электрификация» >.
3 февраля 1920 года I сессия ВЦИК приняла резолюцию об
электрификации России, а 21 февраля была утверждена Комиссия по электрификации
России — работа над созданием первого в истории человечества плана
закладки фундамента социализма началась.
Поколения в веках будут восторженно вспоминать о тех людях, которые
зимой 1920 г. начали разработку ленинского плана.
1 В. И Л с и и и Пили собр соч . I 43. с!р 227—228.

В октябре 1920 г., когда работа над планом ГОЭЛРО
была в самом разгаре, В. И. Ленина посетил приехавший
в Россию Г. Уэллс. Владимир Ильич, увлеченный
разработкой программы электрификации страны, поделился своими
замыслами с писателем. Уэллс не поверил в реальность
ленинского плана. История доказала правоту вождя революции.
В конце декабря 1920 г. VIII Всероссийский съезд
советов одобрил план ГОЭЛРО и принял резолюцию, слова
которой звучали, как клятва:
«Съезд выражает непреклонную уверенность, что все
советские учреждения, все Совдепы, все рабочие и трудящиеся
крестьяне напрягут все свои силы и не остановятся ни перед
какими жертвами для осуществления плана электрификации
России во что бы то ни стало и вопреки всем препятствиям».'
В. Л. БОРУЛЯ
Информэнврго
'В И Л <• и и и II.» п1 .оГф < <>ч , I 12. пр 146—197.

В разработке пла^а ГОЭЛРО и его воплощении в жизнь принимали
участие лучшие энергетики нашей страны. О них будет рассказано на страницах
нашего журнала, начиная с майского номера.
ГЛЕБ МАКСИМИЛИАНОВИЧ КРЖИЖАНОВСКИЙ
Г. М. Кржижановский (1872—
1932 гг.) семнадцатилетним юношей
приехал в Петербург учиться в
Технологическом институте. Уже со второго курса
он начал изучать труды Карла Маркса
(«Капитал»), ознакомился с
«Коммунистическим манифестом», который
произвел на него огромное впечатление, так
как в нем по его словам «страстная сила
чувства сочеталась с величайшим
совершенством научного анализа». С этого
времени Кржижановский включился
в революционную борьбу, первоначально
начав работать в конспиративном
кружке технологов, а затем стал руководить
кружком, в котором вел
пропагандистскую и просветительную работу среди
питерских рабочих.
В 1893 г. в Петербург приехал
В. И. «Ленин. С этого времени и началась
их революционная работа и личная
дружба. Разрозненные марксистские
кружки под руководством В. И. Ленина
были объединены в единую
социал-демократическую организацию—«Союз
борьбы за освобождение рабочего класса».
Их дружба была скреплена тяготами
царской тюрьмы и ссылки. В личном
общении и при непосредственном влиянии
В. И. Ленина Г. М. Кржижановский
полнее и живее, чем при кабинетном
чтении, изучил и усвоил вопросы
философии, политики и экономики, как они
трактуются марксистской наукой. Рука
об руку с В. И. Лениным Глеб
Максимилианович прошел наиболее
значительные, и острые этапы революционной
борьбы, впитав в себя учение великих
мыслителей и борцов—Маркса и Ленина.
В большевистской Партии Глеб
Максимилианович прошел большой и
славный путь. Зачинатель совместное
Лениным создания большевистской партии,
участник протеста 17-ти
социал-демократов, составленного с Лениным в
сибирской ссылке, протеста против попытки
увести зарождающуюся рабочую партию
от революционной борьбы на
оппортунистические пути соглашательства с
буржуазией; агент «Искры» и создатель
объединения искровских групп в
общепартийную организацию; активный
участник подготовки II сезда партии,
заочно выбранный на этом съезде членом
ЦК; участник борьбы с меньшевиками
за большевистскую, ленинскую линию
партии; активный борец в революции
1905 года; содержатель конспиративной
квартиры в период реакции; в
послереволюционный период—руководитель
Государственной комиссии электрификации
России, разработавшей под
руководством Ленина знаменитый план ГОЭЛРО;
организатор Госплана; вице-президент
Академии наук — весь этот большой
жизненный путь, путь подвига,
Кржижановский прошел с Лениным, как его
верный соратник и личный друг.
Наиболее яркие страницы жизни
Г. М. Кржижановского связаны с
разработкой и выполнением плана ГОЭЛРО.
Глеб Максимилианович блестяще
справился с поставленной перед ним
задачей. План ГОЭЛРО воплотил
гениальные идеи Ленина о путях создания
коммунистического общества и дал
конкретную программу хозяйственного
строительства. Эта замечательная научная
технико-экономическая работа получила
всемирно-историческое значение.
Вся история разработки этого
замечательного плана дает удивительный
образец совместной работы Ленина и
Кржижановского. Опять, как и в
молодости на заре революционной
деятельности, Глеб Максимилианович работал
рука об руку с Владимиром Ильичем.
Началось все с .беседы В. И.Ленина
в декабре 1919 г. с Г. М.
Кржижановским об использовании торфа.
Транспорт в то время был разрушен, подвоз
нефти из Баку и Грозного и угля из
Донбасса был крайне затруднен.
Местные виды топлива, и в частности торф,
приобретали особо важное значение.
Г. М. Кржижановский рассказывал
Ленину о своей работе, выполненной
еще в 1915 г., об электрификации
промышленных предприятий Центрально-
промышленного района на основе
торфяных электростанций.
Тогда в царской России из этого
ничего не вышло, теперь же эта работа
приобрела государственное значение. На
другой же день В. И. Ленин известил
Г. М. Кржижановского, что сообщение
о торфе его заинтересовало, и поручил
ему написать статью о запасах торфа
в Москве и Питере.
Статья была быстро написана и
напечатана в «Правде», а реплики,
замечания и указания Ильича во время
беседы побудили Г. М. Кржижановского
написать брошюру «Основные задачи
электрификации промышленности». Эта
брошюра в свою очередь вызвала
известное письмо В. И. Ленина, в котором
он дает задание Глебу
Максимилиановичу как ученому инженеру-коммунисту
разработать основы плана
электрификации страны и формулирует основные
принципы этого плана.
Глеб Максимилианович переделал
брошюру об электрификации
промышленности в книгу «Основные задачи
электрификации России», в которой и
был дан набросок плана в полном
соответствии с указаниями Ленина.
Владимир Ильич провел
постановление об организации Государственной
комиссии по электрификации России
(ГОЭЛРО). Этой комиссии, во главе
которой был назначен Г. М.
Кржижановский, и была поручена разработка
плана. В. И. Ленин принимал самое
активное участие в разработке плана. Он
часто вызывал к себе Глеба
Максимилиановича, сам навещал его, распорядился
установить в его квартире кремлевский
телефон, чтобы обеспечить быструю
связь.
План ГОЭЛРО был одобрен VIII
Всероссийским съездом Советов, на
котором о нем было два доклада —
В. И. Ленина в общем докладе
правительства и Г. М. Кржижановского о
конкретном содержании плана с показом
объектов строительства на большой
карте на всю сцену Большого театра.
Так в совместной работе двух
замечательных людей — В. И. Ленина и
Г. М. Кржижановского — был дан
первый в мире перспективный план
развития народного хозяйства огромного
производства, который заложил фундамент
для превращения его из отсталой
сельскохозяйственной страны в мощную
индустриальную социалистическую
державу.
На завершающем этапе выполнения
плана ГОЭЛРО мне пришлось работать
с Г. М. Кржижановским, он был
назначен председателем правления
«Энергоцентра», а я — его заместителем. К
началу 1931 г. осуществление плана
ГОЭЛРО было завершено. Хорошо
помню, как в кабинете Глеба
Максимилиановича водворилась торжественная и
напряженная тишина, когда мы
подписывали рапорт ЦК партии об успешном
выполнении плана ГОЭЛРО в части
электрификации.
Приобретало особое значение, что
этот рапорт подписывал Кржижановский.
Под руководством В. И. Ленина он
возглавлял работу комиссии по разработке
плана, а теперь от лица организации,
выполнявшей план, он рапортовал
высшему органу партии о том, что план
ГОЭЛРО (выполнен.
Взяв перо, Глеб Максимилианович
задумался и, глядя вдаль через окно,
тихо сказал:
— Если бы был жив Ильич, как он
этому радовался бы!..
Большой заслугой Г. М.
Кржижановского (первого председателя
Госплана) была теоретическая и
организационная разработка всех вопросов
планирования социалистического народного
хозяйства. Им была разработана сеть
органов для планирования в районах
страны, а также в отраслях народного
хозяйства и промышленности. Им была
проделана большая теоретическая
работа по определению структуры и
последовательности планирования, которая
привела к трем фазам — перспективные
92
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ

наметки общего характера на 10—15 лет,
развернутый план на 5 лет,
являющийся конкретным заданием части
перспективных наметок, и оперативный годовой
план во исполнение конкретного
пятилетнего плана.
В своих плановых обобщениях
Кржижановский всегда исходил из
синтеза техники и экономики. Это помогало
принимать правильные решения и
давало возможность разрабатывать
методические приемы для всех плановых органов
страны. Обобщающие выводы и
предложения в планах Кржижановский
проверял и сочетал с практическим опытом,
что в то время имело особое значение.
Г. М. Кржижановским сделан
большой вклад в научную разработку
вопросов энергетики. Уже первая его работа,
выполненная в 1915 г., «Областные
электрические станции на торфу и их
значение для Центрально-промышленного
района России», находилась на уровне
научно обоснованного труда. В связи с
разработкой плана ГОЭЛРО
Кржижановским были опубликованы три
научно-технические работы, в которых теоретически
обоснованы роль и значение
электроэнергетики в социалистическом
строительстве: «Основные задачи
электрификации России», вводная часть к плану
ГОЭЛРО и доклад об электрификации
VIII съезду Советов.
Г. М. Кржижановский теоретически
разработал проблему экономического
районирования страны. Экономическое
районирование, рассмотренное в
развитии, отражает часть
общегосударственного плана на территории данного района.
А так как государственный ллан
базировался на энергетике, то экономический
район мыслился прежде всего как
энергетический комплекс. В связи с этим
были разработаны вопросы оптимального
покрытия графиков нагрузок в
энергетической системе данного района путем
сочетания совместной работы тепловых и
гидравлических электростанций.
Глебом Максимилиановичем лично
были разработаны планы
экономического развития двух районов СССР —
Ленинградской области и Урало-Кузнецкого
комплекса. Обе работы были доложены
на сессиях Академии Наук СССР.
На протяжении длительного
времени Г. М. Кржижановским
разрабатывались теоретические вопросы, связанные
с централизацией электроснабжения
высоковольтной передачей энергии,
созданием электроэнергетических систем.
Завершающей работой в этом
научно-техническом комплексе явилось большое
исследование по развитию Единой
энергетической системы (ЕЭС) Советского
Союза, выполненное в Энергетическом
институте им. Г. М. Кржижановского
под его непосредственным руководством.
Большой заслугой Кржижановского
как вице-президента Академии Наук
СССР следует считать всю его
деятельность по организации науки, ее работы
на актуальные нужды народного
хозяйства страны, а также осуществление
первого опыта планирования научных работ.
Глеб Максимилианович высоко чтил
Ильича и хорошо понимал силу и
глубину его ума. «Этим гениальным умом, —
писал Кржижановский, — он проследил
в веках все перепитии борьбы человека
с человеком... И на этом гранитном
фундаменте мирового опыта... было
воздвигнуто грандиозное здание ленинской
тактики и стратегии пролетарских боев».
Г. М. Кржижановский беззаветно
Май, 1970 ЗИ^тШГГ
любил Ильича. Мало кто в своих
воспоминаниях о Ленине воссоздает
его образ с такой теплотой, искренностью
и большой любовью, с взволнованным
восторгом и пафосом, как это неизменно
и естественно получалось у
Кржижановского, когда он рассказывал о
Владимире Ильиче.
Глеб Максимилианович глубоко чтил
память о Владимире Ильиче. В своей
деятельности он всегда стремился свято
выполнять его заветы. А в
осуществлении электрификации он считал себя как-
бы душеприказчиком Ильича.
Мне пришлось часто встречаться и
немало работать с Глебом
Максимилиановичем. Некоторые беседы я даже
записывал. Несмотря на значительную
разницу возрастов, мы были дружны с ним.
Очень ярко запечатлелся у меня
многогранный, исключительно
привлекательный образ этого замечательного
человека. Он был обаятелен и обладал
удивительной способностью очаровывать
людей, которые встречались с ним. Мне не
приходилось видеть никого, кто, так или
иначе соприкасаясь с ним, оставался бы
к нему равнодушным.
В. И. Ленин высоко ценил его как
человека, способного «привлекать людей»
В первые годы революции, на таком
посту как председатель Госплана, эта
способность была очень и очень ценным
качеством для руководителя.
Г. М. Кржижановский особенно
участливо, внимательно и бережно
относился к молодежи. Он любил ее, верил в ее
творческие силы и возлагал большие
надежды на ее бьющую ключом энергию
и инициативу. С большим задором он
цитировал Ломоносова:
«...Может собственных Платонов
и быстрых разумов Невтонов
Российская земля рождать».
Вспоминаю, как в начале моей
работы в энергетике мне пришлось
выступать с ответственным докладом на I
Всероссийском энергетическом съезде.
Аудитория была очень квалифицированной —
крупные инженеры, профессора. Было
страшновато, мешала сосредоточиться
какая-то неуверенность. Глеб
Максимилианович точно угадал, что мне нужна
поддержка, и сразу после доклада послал
мне записку: «Вы сделали очень
хороший доклад, как, впрочем, я и ожидал».
Как я был благодарен ему за это
внимание! Напутствие и поддержка были
очень нужны мне тогда.
Г. М. Кржижановский был
превосходным пропагандистом электрификации.
Никто так действенно, талантливо и
умело не выполнял этого требования
В. И. Ленина, как он. Его
вдохновенные, увлекательные речи, блестящие
статьи с широкими научно-техническими
обобщениями, заманчивыми
перспективами, насыщенные глубокими мыслями,
вызывали у читателя особый интерес.
Инженеры и техники, особенно молодые,
всегда находили в его работах новые
идеи, ответы на свои мечты, поддержку
своим смелым дерзаниям. Они
стремились претворить в жизнь его призывы.
Так сплачивались вокруг него ученики,
так создавалась школа
Кржижановского. Сколько раз приходилось слышать от
молодых инженеров, приезжавших со
строек или с электростанций:
— Глеб Максимилианович, я считаю
себя Вашим учеником.
При всём этом Г. М.
Кржижановский был очень скромным, простым и
доступным человеком. Он обладал
большим умом, был многогранно
образованным, одаренным и талантливым
человеком. Он знал, что его высоко ценит и
любит партия — он выбирался в члены
ЦК партии большевиков всегда
единогласно. И при этом ему совершенно
чуждо было зазнайство. Он был горд
сознанием своей полезности и все свои силы,
знания и талант отдавал Родине.
Гордясь дружбой с Ильичом, он не кичился
ни своей значимостью, ни своей
близостью к нему. Он был прост и естественен.
Когда он написал брошюру
«Основные задачи электрификации России» —
как бы канву будущего плана
ГОЭЛРО, — В. И. Ленин хотел написать
к ней предисловие. Г. М.
Кржижановский сказал, что брошюра написана
наспех, недостаточно проработана, чтобы
иметь предисловие В. И. Ленина.
Глеб Максимилианович обладал
счастливой особенностью — всегда
живой, деятельный, он, казалось бы,
обладал неиссякаемой энергией. Начиная
какое-либо дело, он увлекался, загорался
и вдохновлял других. Все это внутреннее
горение, как в зеркале, отражалось в его
выразительных, всегда живых, горящих
и умных глазах.
Неистощимый запас молодых
живительных сил заключался в этом
замечательном человеке. До глубокой старости,
до последних дней жизни он был полон
молодого задора. Вот краткая,
исключительно верная характеристика
Кржижановского, которую дала А. М. Коллонтай
в нескольких телеграфных строках 23
января 1952 г.:
«Ваше вчерашнее выступление по
радио о Владимире Ильиче как всегда
взволновало и обрадовало меня. Вы
создаете такой живой образ, яркий и
простой. Оказывается, мы с Вами родились
в тот же самый год, а я-то думала, что
Вы много моложе меня, такой Вы всегда
молодец! И сколько у Вас было всегда
энергии, чем восхищался и Владимир
Ильич».
А в это время Глебу
Максимилиановичу исполнилось 80 лет.
Г. М. Кржижановский,
эрудированный инженер, человек с исключительно
разносторонним запасом знаний, умел
смотреть вперед и видеть будущее.
В. И. Ленин удивительно метко назвал
его человеком с «Загадом». Много было
надо знать Глебу Максимилиановичу,
чтобы в 1920 г. в брошюре «Очередные
задачи электрификации России» писать:
«Мы подходим к последней грани.
За химической молекулой и атомом —
первоосновами старой химии — все яснее
обрисовывается ион и электрон —
основные субстанции электричества-
Электротехника подводит нас к
внутреннему запасу энергии в атомах.
Занимается заря совершенно новой
цивилизации».
Глеб Максимилианович принадлежал
к числу людей, опережающих свое
время. Он был человеком, как будто
пришедшим из будущего, из нашего завтра.
Он умел работать в коллективе, не
подавляя людей. Его личные интересы
были слиты с общим делом, которому он
посвятил свою жизнь. Он был свободен
от всякой накипи мещанства, образован
и культурен, прост и общителен, готов
поддержать все новое, прогрессивное, он
ненавидел и презирал любое проявление
бюрократизма и рутинерства.
Ю. Н. ФЛАКСЕРМАН
Минэнерго СССР
======= 93

ЮРИИ НИКОЛАЕВИЧ ФЛАКСЕРМАН
(К 75-летию со дня рождения)
В феврале текущего роли .исполни
лось 75 лет со дня рождения
председателя секции Научно-технического совета
Юрия Николаевича Флаксермана, члена
КПСС с марта 1917 г.
Богата биография Юрия
Николаевича. Выходец из революционной семьи, он
с юношеских лет активно включается
в работу большевистской партии, выпол
няя отдельные поручения подпольных
организаций партии. В 1917 г. он
избирается секретарем Нижегородского
окружного комитета партии, членом Испол
кома Нижегородского совета и
редактирует большевистскую газету
«Интернационал».
Переведенный в Петергоф, Юрий
Николаевич избирается председателем
уездного комитета партии и делегатом
от этой парторганизации на VI съезд
партии, а в октябре 1917 г. становится
членом и секретарем Окружного
Исполкома Советов Петроградской губернии.
Он принимает активное участие в
подготовке и проведении вооруженного
восстания и в качестве делегата участвует
в историческом II съезде Советов.
После Октябрьской социалистической
революции Юрий Николаевич
назначается помощником наркома просвещения
тов. А. В. Луначарского, затем замести
телем наркома имуществ республики;
участвует в гражданской войне на юго-
западном и южном фронтах. По
окончании войны, работая членом коллегии
Научно-технического отдела ВСНХ,
возглавляет по совместительству вновь
созданный институт ЦАГИ.
Не менее богата его биография как
инженера-энергетика. В 1925 г. он без
отрыва от работы оканчивает МВТУ.
В течение пяти лет с 1927 по 1932 гг.
Юрий Николаевич, как заместитель
начальника Энергоцентра ВСНХ
(начальником был Г. М. Кржижановский),
руководит строительством электростанций по
ленинскому плану ГОЭЛРО.
В январе 1930 г. вышел первый
номер журнала «Электрические станции».
Его возглавил Ю. Н. Флаксерман.
Под его непосредственным
техническим руководством была построена и
освоена первая в СССР электростанция
сверхвысокого давления — ТЭЦ-9
Мосэнерго. Большой творческий вклад был
им внесен в энергетику Эстонской ССР
и Башкирской АССР, где под его
руководством были построены многие
электростанции.
С 1956 г. Юрий Николаевич
плодотворно работает в аппарате
Министерства энергетики и электрификации СССР,
сначала заместителем начальника отдела
экспертизы проектов и омет, а затем —
председателем секции тепловых
электростанций Научно-технического совета,
которую он возглавляет и в настоящее
время.
Весь свой огромный опыт и знания
он вкладывает на этом посту при
рассмотрении вопросов развития советской
энергетики, проводя в своей работе
принципиальную техническую политику и
всегда настойчиво добиваясь внедрения
наиболее передовых, прогрессивных
конструкций нового энергетического
оборудования и тепловых электростанций.
Ю. Н. Флаксерманом опубликованы
четыре книги, пять брошюр и свыше 20
научно-технических статей. За
опубликованные работы ему присвоено ученое
звание кандидата технических наук. Он
часто и охотно выступает с лекциями и
докладами по линии общества «Зиание>.
Юрий Николаевич отличается
энергией, инициативой, высокой
работоспособностью, общительностью, что
снискало ему глубокое уважение в широких
кругах энергетиков.
Пожелаем нашему славному
юбиляру на многие годы сохранить здоровье,
бодрость и оптимизм, плодотворно
трудиться на благо советской энергетики.
Группа товарищей
Редколлегия журнала «Электрические станции)»
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:
С. И. Березмн, М. Б. Гервиц, С. М. Гортинский, П. Г. Грудииский, Г. В. Ермаков, В. Г. Жилин, М. А. Иванов,
А. К. Коновалов, Д. Г. Котилеаский (главный редактор), В. П. Корытниковг Л. Б. Кроль,
Б. П. Лебедев, (зам. главного редактора), Б. П. Мгалобелов, С. Д. Медведев,
А. М. Некрасов (зам. главного редактора), М. А. Саркисов, Б. М. Соколов-Андронов, Е. Я. Соколов, С. В. Усов,
П. И. Устинов, Н. В. Чернобровое, А. П. Щеглов
Ответственный секретарь В. А. Гуравич
Научные редакторы: Л. С. Кудннова, П. А. Попогребский, В. А. Родионов
Адрес редакции: Москва, К-12, Б. Черкасский пер., д. 2/10
Телефоны: редакции 295-21-22, главного редактора 223-84-41
Технический редактор Л. М. Кузнецова
Сдано в набор 7 III I '70 г.
Тнраж 10 779 мса.
Формат 'ЮХТО'/,
Подписано к печати 23/1У 1170.
Печ. л. 12.0 Уч.-изд. л. 10,43
Цена НО коп.
Т-07521
Зак. 1112
Московская типография Л& 10 Глашюлиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР. Шлюзовая наб., 10.

РЕФЕРАТЫ ПУБЛИКУЕМЫХ СТАТЕЙ
УДК 621 18(004.68+004.28+003.1)
Расчет оптимальной ремонтопригодности котлоагрегатов. К о в а р-
скиА Л. Г., М а л к и и А. Б., Соловьев Б. Б.
Тараканов Д. Б., Уриицев Я. С, «Электрические станции», 1970,
№ 5.
Аргументируется необходимость создания критерия
ремонтопригодности. Дано описание и обоснование предлагаемого критерия
ремонтопригодности, в основу которого положена структура энергоремонтных
работ. Выведена расчетная формула, выражающая функциональную
алгебраическую зависимость коэффициента активного действия котло-
агрегата от его ремонтопригодности. Изложена методика расчета
оптимальных величин ремонтопригодности. Обоснована возможность и
необходимость создания межведомственной нормали ремонтопригодности
энергооборудования. Табл. 2. Илл. 2.
УДК 621.224.019.32
Некоторые вопросы надежности эксплуатации гидротурбин. В л а-
диславлев Л. А., «Электрические станция», 1970, № 5.
Освещены критерии надежности эксплуатации гидротурбин.
Даются формулы для подсчета и примеры оценки эксплуатационной
надежности. Табл. 4. Илл. I.
УДК 621.311 22 002.51:621.18.003.12
Регенеративные воздухоподогреватели с разделенными
воздушными потоками для котла ТПП-200-1 блока 800 Мет.
Зарайский С. И., «Электрические станции», 1970, № 6.
Приводится технико-экономическое сопоставление применения двух
схем воздушного тракта котла ТПП-200-1.
На основании количественного анализа определена экономическая
эффективность применения воздушного тракта с разделенными
потоками воздуха при использовании регенеративных воздухоподогревателей.
Обоснована целесообразность применения таких схем в особенности для
котлоагрегатов большей мощности. Табл. 1. Илл. 3. Библ. 8.
УДК 621.311.22:621.926.4.001.24
Насчет молотковых мельниц. Джнгурда Ю. П., «Электрические
станции». 1970, № 5.
Приведены расчетные формулы для определения основных
параметров молотковых мельниц при размоле бурых и каменных углей с
сепараторами различных типов.
Установлена зависимость между оптимальной производительностью
мельницы и ее вентиляцией с учетом абразивных свойств углей.
Приведены материалы, иллюстрирующие сходимость расчетных и опытных
данных. Илл. 4.
УДК 621.311.22.002.51-574.001.42
Особенности пуска моноблока 300 Мет после реконструкции
пусковой схемы. Братков В. И., Зароченцев Г. Г.,
Острове ц к и й Р. М., Пиллер Ф. И., Робашевский Ф. М.,
Ти шеи и нов И. А., «Электрические станции», 1970, № 5.
Пусковая схема моноблока 300 Мет с турбиной К-300-240 ХТГЗ и
котлом ТПП-110 была реконструирована с установкой на корпусе котла
встроенных сепараторов. Показана возможность унифицирования
режимов растолок котла при пусках блока из любого температурного
состояния.
При пусках турбины из холодного и близких к нему состояний
перед подачей пара в турбину целесообразен перевод перегревательного
тракта котла на номинальное давление. При пусках из горячего и не-
остывшего состояния пуск турбины целесообразно проводить на
скользящем давлении пара. Приводится график пуска с сохранением
допустимой влажности пара на последних ступенях турбины. Илл. 5.
УДК 621.182.91:621.43.045.001.42
Результаты испытания запально-защитных устройств для розжига
горелок мощных котлов. Боровская В. Н., Чернов А. С,
К в а ш а Н. В., Милейковский В. И., Пальмер Э. Б.,
«Электрические станции», 1970, N1» 5.
Испытания серийных запальных устройств типа ЗЗУ-1 завода
«Ильмарине» были проведены на мощных котлах Таганрогского
котельного завода.
Исследовалась надежность розжига основных горелок и контроль
ее факела датчиком запально-защитного устройства с учетом влияния
факелов соседних горелок. Дается ряд рекомендаций по установке и
эксплуатации ЗЗУ, с помощью которых может быть автоматизирована
растопка котла. Илл 4.
УДК 621.182.94:621.867.7.001.42
Определение оптимальных скоростей гидравлического транспорта
шлака. Последниченко Ю. Г., «Электрические станции»,
1970, № б.
Приводятся данные промышленных испытаний по определению
оптимальных скоростей транспортировки «жидкого» шлака по пульпро-
воду Лу—360 мм. Предлагается формула для расчета износа нижней
части металлических труб при гидротранспорте «жидкого* шлака
с консистенцией пульпы до 4%.
По результатам испытаний оптимальная скорость гидротранспорта
«жидкого» шлака по пульпроводу йу—350 мм с плотностью 2,9 цмъ
составляла 1,7 м/сек. Табл. 1. Илл. 6. Библ. 4.
УДК 621.166:621.313.322-81:538.24
О намагничивании турбоагрегатов. Олейников В. Г.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Рассмотрены причины намагничивания турбоагрегатов и влияния
намагничивания на точность работы приборов контроля перемещения
ротора. Илл. 2. Библ. 7.
УДК 621.166.62! 892 019 3
Повышение надежности работы систем смазки современных нов).
ных турбоагрегатов. Пчел ни М. М. «Электрические станция»,
1970, М 5.
Рассматриваются основные мероприятия по повышению надежности
работы систем смазки турбоагрегатов 300—800 Мет, а также вопросы
электропривода рабочих и аварийных маслоиасосов на основе
расчетных и экспериментальных данных. Илл. 3
УДК 621 316 344 621.3 019.3
Повышение надежности работы КРУН. П е н о в и ч Е. И.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Отмечена низкая эксплуатационная надежность КРУН. Описаны
результаты экспериментов по повышению надежности КРУН и
созданию микроклимата, исключающего возможность появления повышенной
влажности в шкафах и отпотевание изоляторов. Для этого предложены
теплоизоляция шкафов и система автоматического подогрева от
датчика влажности. Приведены результаты эксплуатации модернизированных
КРУН. Илл. 6. Библ 2.
УДК 621.315.668.3 539.4.012.1:621.315.175
Влияние формы гололедных отложений на проводах и тросах ВЛ
на прочность одностоечных железобетонных опор. Горошке-
в и ч А. С, «Электрические станции», 1970, № 5.
Рассмотрено влияние одностороннего образования гололеда на
нагибающие моменты, действующие на опоры ВЛ.
Приведены формулы для определения коэффициента
односторонности, описаны практические наблюдения, подтверждающие эти
формулы.
Показано, что применяемая методика определения расчетных
нагрузок для опор ВЛ путем применения коэффициентов перегрузки
согласно СНиП ошибочна. Приведены рекомендации по определению
расчетных нагрузок. Илл. 3. Библ. 5.
УДК 621.311.153:643/645
Исследование жилищно-бытовой нагрузки Ереванской городской
электросети. Нерсесян Е. А. в др., «Электрические станции»,
1970. № 5.
Приведены установленные среднегодовые расходы электроэнергии
на квартиру, на 1 ж2 я на одного человека. Даны кривые зависимости
расходов энергии от числа членов семьи. Установлены средняя
насыщенность семьей электробытовыми приборами, вероятность их
включения во время максимума нагрузки и расчетная мощность на квартиру
по всем видам приборов. Результаты исследования позволили
установить существующий уровень удельных электрических нагрузок жилых
зданий в зависимости от числа квартир. Табл. 5. Илл. 2. Библ. 12.
УДК 621.314.224.018.752.3
Переходные режимы работы каскадных трансформаторов тока
500 кв. Дроздов А. Д., Подгорный Э. В.,
Хлебников С. Д., В и с я щ е в А. Н., «Электрические станция», 1970, л*5.
Проведенное сравнение каскадных и некаскадных т. т. показывает,
что каскадные т. т. имеют намного худшие характеристики н что не
всегда возможно обеспечить селективную работу с требуемой
чувствительностью и быстродействием в переходных режимах с постоянной
времени 7\— 0,1-!-0,2 сек при существующих конструкциях.
В связи с этим рекомендуется провести разработку т. т. для сетей
сверхвысоких напряжений с тем, чтобы их характеристики были не
хуже, чем у т. т. типа ТДУ-500, ТВД-500. Илл. 5.
УДК 621.316.11:681.142
Расчет на ЦВМ сложных городских электрических сетей
напряжением до 1000 в, Фокин Ю. А., «Электрические станции», 1970,
№ 5.
Излагается методика расчетов сложно-замкнутых городских
электрических сетей при вероятностно-статистическом задании нагрузки.
Применительно к проектным расчетам по параметрам разработана про*
грамма выбора сечений линий сложной сети по параметрам нормальных
и послеаварийных режимов. Программа предусматривает также
расчеты т,оков коротких замыканий во всех элементах сети и проверку
селективности работы закрытых плавких предохранителей. Основой такой
комплексной программы расчетов является широкое использование
метода коэффициентов распределения с учетом особенностей сооружения
городских электрических сетей до 1 000 е. Илл. 5. Библ. 8.
УДК 621.396.2
Оптимальная схема заградителя для высокочастотной связи по
изолированным проводам расщепленной фазы. Б е р е ж а н-
ский В. Б., Рабинович И. К., Сидельников В. В.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Рассмотрены условия работы заградителей при осуществлении в. ч.
связи по изолированным проводам расщепленной фазы. Показано, что
оптимальным заградителем при этих условиях является силовая
катушка с выведенной средней точкой без элемента настройки.
Такое устройство выполняет функции заградителя верхних частот.
Оценена целесообразность использования ферромагнитного
сердечника в силовых катушках с выведенной средней точкой и доказано,
что оптимальной конструкцией является силовая катушка без
сердечника. Табл. 1. Илл. 4. Библ. 5.

УДК 621.3:081.142
УДК 621.316.542.064.241.027.3.004.08
Применение ЭВМ «Минск-22» для решения энергетических задач.
М а л о \ а т к о Г. С , М а з V р Ф. М., «Электрические станции»
1070, № 5.
Описаны программы рошення некоторых энергетических задач на
ЭВМ «Минск-22*. В программы заложены алгоритмы, разработанные
и Институте электродинамики АН УССР
УДК (621 224 + 621.313.822-82):534.1:621.3.084
Виброграф для контроля вибраций гидрогенераторов. Б и-
б е р Л. А., Жданова Ю. Е., Легкий Г. К. «Электрические
станции», 1970. № 5.
Описан виброграф для постоянного или периодического контроля
вибраций стальных конструкций и фундаментов крупных
гидроагрегатов, имеющий три внбродатчика сейсмического типа с автоматической
установкой баланса маятника. Частотный диапазон вибрографа — от 1
до 300 гц. размах измеряемых вибросмещений — от 5 до 2 000 мкм,
допустимые пределы изменении температуры и местах установки
датчиков — от +5 до 75е С. Илл. 3. Библ. 3.
УДК 621 18:662.942:665.521.7.001.8
Сжигание сернистого мазута с малыми избытками воздуха в
котле 220 т/ч с горелками Липинского. В о л ь п и и А. С., Г р и г о-
ровский Л. К., Ягу дин Б. М., Савенков Г. А.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Описан 4-летний опыт организации сжигания сернистого мазута
с малыми избытками воздуха в котле ТП-11. Для этого были
установлены четыре горелки циклонного типа конструкции Ф. А. Липинскою,
расположенные по углам топки. Был выполнен зажигательный пояс.
Благодаря этому отмечено практически полное сжигание мазута в
пределах топочной камеры с избытками воздуха 1,02—1,04. Вместе с этим
некоторое увеличение поверхности нагрева пароподогревателя и
снижение температуры подогрева воздуха на входе в воздухоподогреватель
позволило повысить к. п. д. брутто котла на 2,2%. Илл. 3.
УДК 621.181.87:621.175.8.004.64
О регулировании температуры перегретого пара впрыском
собственного конденсата. Г о й х м а н Л. А., Г н е з д и л о в А. Г.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Регулирование температуры перегретого пара впрыском
собственного конденсата широко применяется в барабанных котлах. Однако
в определенных условиях этот метод проявляет ряд отрицательных
качеств.
Приводятся данные промышленных испытаний эффективности
этого метода регулирования. Даются рекомендации по его улучшению.
Илл. 2.
УДК 621.187.13:621.67-762:620.178.162
Новые литые материалы повышенной износостойкости для
уплотнений и узлов разгрузки насосов. Кнриевский Б. А., Зелен,
ский В. Г.. Тихонович В. И., «Электрические станции»,
1970, М 5.
Приведены результаты металлографических исследований и
испытаний в условиях трения — скольжения и эрозионного изнашивания
новых литых материалов. Рекомендуется применять для уплотнения и
узлов разгрузки насосов хромистый чугун, модифицированный
редкоземельными элементами, и высокоуглеродистую сталь, легированную
хромом, молибденом и вольфрамом. Табл. 2. Илл. 3. Библ. 2.
УДК 621 187.12:542.67:678.7 001.42
Применение полимерных материалов для распределительного
устройства фильтров фотоподготовки. Эпфельбаум Р. В..
Красовицкий А. С. «Электрические станции», 1970, № 5.
Изложены результаты промышленных испытаний разделительного
устройства конструкции «ложных днищ» для водоприготовительных
фильтров с применением полимерных материалов.
Данные результатов испытаний могут быть использованы
специалистами, занятыми в эксплуатации фильтров, а также
проектировщиками при разработке конструкций распределительных устройств
подобных аппаратов Табл 3. Илл. 2.
УДК 621.311.22:662.94
Автоматизация подготовки жидкого топлива к сжиганию на влек-
тростаициях. Мелехин А. Н., Сметана А. 3.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Рассматривается вопрос автоматизации подготовки жидких топлив
к сжиганию (авторегулирооание вязкости). Приводятся технические
данные автоматического вискозиметра типа АВШ. разработанного ВОФ.
Описывается схема авторегулировакия вязкости мазута, внедренная на
ТЭЦ-3 г. Омска, и особенности ее наладки. Илл. 5. Библ. 4.
УДК 621.187.14.004.68
Регенеративный подогрев питательной воды. Новожилов Ю. Н.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
Отмечаются >словия, определяющие эффективность работы
регенеративных подогревателей. Рассматривается вопрос о возможности
удаления запорной арматуры и быстродействующих обратных клапанов
с паропроводов к подогревателям низкого давления с целью
повышения в корпусе подогревателя давления пара и сопутствующей ему
температуры насыщения.
УДК 621.186 2 644.1:62-756
Защита абонентских отопительных систем от повышения давления
в обратном трубопроводе. Ефимов В. А., «Электрические
станции». 1970. № 5.
Рассматривается схема защиты, действием которой
предотвращается увеличение давления в обратном трубопроводе телломагистрали
при аварийной остановке сетевых насосов у источника теплоснабжения
и сохраняется циркуляция теплоносителя. Приводятся результаты
испытаний.
УДК 621.313 322-81.012
Определение характеристик холостого хода и трехфазного к. э.
турбогенераторов по характеристикам блока
генератор—трансформатор. Кудряшов В. М. и др., «Электрические станции», 1970,
№ 5.
Приведены способы определения х. х. х. и х. т. к. з.
турбогенераторов по их блочным характеристикам. Даны формулы пересчета.
Илл. 3.
Опыт эксплуатации воэдухоприготовительных установок
воздушных выключателей. У сен ко А. Ф., «Электрические станции»,
1970. № 5.
В процессе наладки и эксплуатации отечественных
воэдухоприготовительных установок выявлены некоторые дефекты, снижающие
надежность установки в целом. К ним относятся, недостатки проекта,
конструктивные недостатки отдельных элементов установки (клапанов РК-3,
системы продувки цилиндров компрессора), неприспособленность
помещения компрессорной для быстрою и удобного проведения ремонтов
и др.
Предлагаются мероприятия, выполнение которых существенно
повысит надежность воэдухоприготовительных установок Илл 5.
УДК 621.314 223.016.2.004.68
Повышение мощности автотрансформаторов 90 Мва. Ш т и т е л ь-
м а и Д. И., «Электрические станции», 1970, № 5.
Описаны условия реконструкции автотрансформаторов типа
АТД ЦТ Г-90000/220 Запорожского трансформаторного завода,
позволившей повысить его мощность до 120 Мва за счет использования тепловых
и конструктивных запасов. Увеличение мощности достигнуто заменой
только одной обмотки высшего напряжения, расположенной снаружи.
Система охлаждения сохраняется прежней без усиления.
-'Даны варианты организации работ в условиях энергосистемы, не
имеющей специальной ремонтной базы
УДК 621.315.66:693.564
Определение степени предварительного напряжения опор ВЛ. Д и-
денко В. Н,, «Электрические станции», 1970, № 5.
Приведена методика контроля степени предварительного
напряжения переходных опор ВЛ типа АС (высота опор 60—90 м), основанная
на применении известного метода свободных колебаний.
Даны практические рекомендации по проведению работ на опорах.
Табл. 1. Библ. 3. Илл. 1
УДК 621.315.2.016.2.001.4
Измерение высокого напряжения при испытаниях силовых
кабелей. Белинский Э. А., Кудратиллаев А. С,
«Электрические станции», 1970, № 5.
При реальных сопротивлениях утечки кабельных линий показания
киловольтметров кенотронных аппаратов могут быть завышены до 25%.
Предлагается для исключения погрешности измерения напряжения
вносить соответствующие поправки, предварительно полученные в
лабораторных условиях, либо измерение напряжения производить с
помощью активного делителя напряжения. Илл. 3. Библ. 1.
УДК 621.316.57.004.6
Предотвращение разрушения фарфора гасительных камер
воздушных выключателей 110 кв с воздухонаполненным отделителем,
Склизков В. И., «Электрические станции», 1970, № 5.
Описаны результаты исследования причин разрушения фарфоровых
изоляторов гасительных камер воздушных выключателей ПО кв с
воздухонаполненным отделителем при низких температурах. Установлено,
что причиной этих разрушений служит ухудшение демпфирующих
свойств резинового буфера.
Уменьшение усилия при торможении во время отключения и
снижение повреждаемости выключателей может быть достигнуто изменением
конфигурации прижимного металлического кольца. Илл. 4.
УДК 621.316.925.001.24
Учет погрешности трансформаторов тока при выборе уставок
отсечек на реле РТМ защит линий 6—10 кв.
Синельников В. Я. и др., «Электрические станции», 1970, № 5.
Показана целесообразность выполнения расчета уставок
срабатывания токовых отсечек линий 6—10 кв с реле прямого действия типа
РТМ с учетом фактических повышенных токовых погрешностей т. т.
Приведено уравнение, характеризующее сокращение зоны действия
отсечки из-за неучета фактических токовых погрешностей т. т. Дана
практическая методика и пример расчета уставок срабатывания отсечек
линий 6—10 кв с учетом токовой погрешности т. т., определяемой
аналитическим путем. Илл. 1. Библ. 4.
УДК 621.314.224.001.57
Устройство для моделирования перегруженных трансформаторов
тока. Зинченко В. Ф„ Коробейников Б. А.,
«Электрические станции», 1970, № 5.
В настоящее время допускается работа некоторых устройств
релейной защиты при погрешностях трансформаторов тока, больших 10%.
В связи с этим особое значение приобретают устройства
моделирования перегруженных т. т.
Рассматривается схема, позволяющая моделировать т. т. при
больших напряженностях магнитного поля в егэ сердечнике. В качестве
нелинейного элемента использован гирнстор. Илл. 1. Библ. 1.
УДК 621.3.016.313.004
Реле контроля неполнофазного режима. Бондаревский и др..
«Электрические станции», 1970, № 5.
Рассмотрен вопрос о защите двигателя от несимметрни питающего
напряжения, возникающего в результате перегорания предохранителей
в цепях низкого напряжения или со стороны подстанции. Предложена
схема реле контроля, основанная на измерении пульсации
выпрямленного трехфазного тока. Илл. 3.
УДК 621316.1:621.316.99.084
Штанговый указатель места заземления в разветвленной
воздушной влектросети. Загоскин Е. И., «Электрические станции».
1970, № 5.
Описан точный метод отыскания места аамыкания на землю в
разветвленных электросетях 6—10 кв при помощи микроамперметра в
комплекте с измерительной штангой. Илл. 2.
УДК 621.316 545.063.2
Стационарные заземляющие ножи для камер КСО-2УМ.
Волчков К. К.. Шарова Е. А., «Электрические станции», 1970, №5.
Дано краткое описание конструкции установки заземляющих ножей
к разъединителям в камерах КСО-2УМ. разработанной в Ленинградской
кабельной сети. Илл. 2.

ВИТРАКТОР СООБЩАЕТ
Скрепер является основной машиной в землеройных
проектах большого объема. Популярность скрепера
объясняется большой производительностью, хорошей
проходимостью и, главным образом, тем, что погрузка скрепером
с помощью толкача является самым дешевым из известных
способов погрузки грунта.
Для различных работ требуются скреперы разных типов.
САТЕРР11ХАК ТКАСТОК СО выпускает пять различных
моделей прицепных скреперов с гусеничным тягачом и 11
различных моделей самоходных скреперов:
— трехосные для работ, где дальность
транспортирования большая и состояние магистралей позволяет
поддерживать большую скорость;
— двухосные модели для работы в условиях, где от
машины требуется хорошая проходимость;
— с одним двигателем; с двумя двигателями для
работы на магистралях со значительными подъемами, где
требуется большое сопротивление перекатыванию грунта;
— элеваторные при погрузке без толчка;
— типа «РЬТ5Н-Р1ЛХ» («толкай-тяни») для работы, где
два скрепера производят загрузку, помогая один другому.
На снимке показана загрузка самого мощного скрепера
САТЕРРПХАР модели 666. Емкость ковша скрепера
41,3 м3, общая мощность двигателей на маховике 900 л. с.
Средняя производительность скрепера САТ 666 на
вскрышных работах рассчитана с учетом следующих
условий: движение в одном направлении составляет 1500 м,
подъем 0%; сопротивление перекатыванию 60 кГ/т,
толкачами служат два трактора Д9Г, сбалансированную рабочую
группу составляют пять скреперов САТ 666, общий
коэффициент использования 69% (машина 92%, водитель 83,4%,
рабочие условия 90%).
Производительность рабочей группы составляет
930 м3/ч в плотном теле или 186 м31ч в плотном теле на
один скрепер.
Общие расходы, учитывая толкачи и прочие
вспомогательные машины, а также заработную плату водителя,
капитальные и эксплуатационные расходы, составляют 0,37 долл.
на 1 м3 грунта в плотном теле.
Уполномоченным представителем фирмы САТЕКР11ХАК
ТКАСТОК СО является финское предприятие А/О Вихури-
Юхтюма «Витрактор», которое одновременно является
представителем фирмы СОСЮ УЕАК ТУКЕ КЫВВЕК СО,
изготовляющей покрышки и конвейерные ленты, фирмы
БРОУТ, изготовляющей экскаваторы, фирмы ОА1ФЫЕК
ИЕЫУЕК, производящей буровые установки, и фирмы
АСМЕ, выпускающей лентообвяэывающие машины.
Са(егрШаг, Са1, ТгахсауаПя и Ш являются зарегистрированными товарными
марками Са1егрП1аг ТгасЧог Со.
\Л/1 Н Ы Р I - V Н Т V М А ОУ
Ц/1ТНАКТОН
НЕ1.51МК1 - ТАМРЕРЕ - КС^АГМ1ЕМ1
Запросы на проспекты и их копии направлять по адресу: Москва,
К-31, Кузнецкий мост, 12, Отдел промышленных каталогов ГПНТБ
СССР. В/О «ВНЕШТОРГРЕКЛАМА»

Цена 80 коп.
Индекс
71104
ПРОДОЛЖАЕТСЯ ПОДПИСКА
на журналы издательства «ЭНЕРГИЯ» на 1970 г
«ЭЛЕКТРИЧЕСТВО»
Научно-технический журнал
Орган Академии наук СССР.
Государственною комитета
Совета Министров СССР
по науке и технике
и Центрального правления
Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
Том тэмвытв 9Ф-Л 12 номеров • год
Подписная цтна:
на год —9 р. 60 к.
на 6 мес. — 4 р. 80 к.
Цена одного номера 80 коп.
«ТЕПЛОЭНЕРГЕТИКА!»
Научно-технический журнал
Орган Академии наук СССР
Государственного комитета
Совета Министров СССР
по науке и технике
и Центрального правлен и*
Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
Тощ издания 17-й 12 номеров е год
Подписная цена:
на год — 9 р. 60 к.
на 6 мес. — 4 р. 80 к.
Цена одного номера 80 коп.
«ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ»
Производственно-технический журнал Орган
Министерства энергетики и электрификации
СССР и Централоного правления
Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
12 номеров ■ год
Подписная цена*.
на год —9 р. 60 к.
на 6 мес. — 4 р. 80- к.
Цена одного номера 80 коп.
«СВЕТОТЕХНИКА»
Научно-технический и производственный
журнал Орган Министерства
влектрфтехнической промышленности СССР
и Центрального правления
Научно-технического общества
внергетики и шлектротвхничвской
промышленности
Год мад»ми* *••*
12 номом* ■ гад
Подписная цена:
на год — 3 р. 60 к.
на 6 мое. — 1 р. 80 к.
Цена одного номера 30 коп.
«ЭНЕРГЕТИК»
Производственно-массовый журнал
Министерства энергетики и электрификации
СССР и Центрального комитета профсоюза
рабочих электростанций
и электротехнической промышленности
Год издания 1*-й 12 номеров в год
Подписная цена:
на год —2 р. 40 к.
на 6 мес. "—1 р. 20 к.
Цена одного номера 20 коп.
«ЭЛЕКТРОТЕХНИКА»
Научно-технический усурнал Министерства
электротехнической промышленности СССР
и Центрального правления
Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
Гад издания 41-й
12
номеров в год
Подписная цена:
на год — 8 р. 40 к.
на 6 мес. — 4 р. 20 к.
Цена одного номера 70 коп.
«ЭНЕРГОХОЗЯЙСТВО
ЗА РУБЕЖОМ»
(Приложение н ядоиелу
«Эяоитричосиие стоячий»!
Производственно-технический журнал
Орган Министерства внергетики
и электрификации СССР и Центрального
правления Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
Год издания \$й А потер— о год
Подписная цена:
на год — 2 р. 40 к.
на 6 мес. — 1 р. 20 к.
Цена одного номера 40 коп.
«ПРОМЫШЛЕННАЯ
ЭНЕРГЕТИКА»
Производственно-технический журнал Орган
Министерства энерггтики и электрификации
СССР и Центрального правления
Научно-техничгского общества
внергетики и электротехнической
промышленности
«ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ
СТРОИТЕЛЬСТВО»
Научно-технический и производственный
журнал Министерства энергетики
и электрификации СССР и Центрального
правления Научно-технического общества
энергетики и электротехнической
промышленности
Год издания 25-й
12 иоморо* ■ '•* Год издачия 49-Я
12 иомероя в год
Подписная цена:
на год — 4 р. 80 к.
на 6 мес. — 2 р. 40 к.
Цена одного номера 40 коп.
Подписная цена:
на год — 7 р. 20 к.
на 6 мес. — 3 р. 60 к.
Цена одного номера 60 коп.
ПРОИЗВЕСТИ ПОДПИСКУ НА ЖУРНАЛЫ МОЖНО У ОБЩЕСТВЕННЫХ РАСПРОСТРАНИТЕЛЕЙ ПЕЧАТИ В ПУНКТАХ
ПОДПИСКИ «СОЮЗПЕЧАТЬ» ПО МЕСТУ РАБОТЫ И УЧЕБЫ, В АГЕНТСТВАХ СОЮЗПЕЧАТИ, А ТАКЖЕ НА ЛЮБОМ ПОЧТАМТЕ
И В ОТДЕЛЕНИИ СВЯЗИ.