Текст
///ЕХНИКА
ВЫСОКИХ
НАПРЯЖЕНИЙ
; , J-
л. , I ‘ л* * . *о
• • . • I . I
• •• , ,* • • ► f
ПОД ОБЩЕЙ РЦЛКЦЙЕЙ Д..В. РАЗЕВЩА
П. В. БОРИСОГЛЕБСКИЙ, Л. Ф. ДМОХОБСДАЯ,
В. П. ЛАРИОНОВ, Ю. С. ПИНТАЛЬ, Д. В. РАЗЕВИГ,
Е. Я. РЯБКОВА
ТЕХНИКА
ВЫСОКИХ
НАПРЯЖЕНИЙ
Под общей редакцией
проф. Д. В. РАЗЕВИГА
Допущено
Министерством высшего и среднего
специального образования РСФСР
в качестве учебника для студентов
энергетических и электротехнических
сракультетов и вузов
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МОСКВА 1963 ЛЕНИНГРАД
ЭЭ-5-2
УДК 621.3.027.3(07)
Б 82
Книга состоит из двух разделов: первый — посвящен изоля-
ции электрических систем, а второй — перенапряжениям и защи-
те от перенапряжений.
В первом разделе подробно изложены основные вопросы
теории газового разряда при высоких давлениях и результаты
экспериментального определения электрической прочности газо-
вого промежутка. В последующих главах рассматриваются наи-
более важные изоляционные конструкции, применяемые в элек-
трических системах, и их основные характеристики.
Втопой раздел посвящен разбору основных методов зазем-
ления нейтрали электрических систем и их влияния на величину
перенапряжений. Рассматриваются грозовые и различные виды
внутренних перенапряжений, в том числе и перенапряжений
в дальних передачах, и основные методы ограничения перена-
пряжений.
Книга является учебником для электроэнергетических фа-
культетов вузов и может быть полезна инженерно-техническим
работникам энергосистем, проектных и научно-исследовательских
организаций.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Учебные планы электроэнерге-
тических и электротехнических фа-
культетов вузов за последние годы
претерпели существенные измене-
ния, связанные с бурным развити-
ем энергетики и появлением в ней
ряда новых важных разделов. По-
явилась тенденция к более узкой
специализации инженеров-электри-
ков, которые готовятся для работы
в электрических системах, благода-
ря чему разница в содержании об-
щих и специальных курсов по ря-
ду дисциплин сильно увеличилась.
Это обстоятельство крайне затруд-
няет в настоящее время использо-
вание имеющихся учебников по
технике высоких напряжений для
чтения лекций по общему курсу.
Наиболее широкую известность
в Советском Союзе и за его преде-
лами имеет многотомный учебник,
написанный основателем одной из
самых крупных научных школ по
технике высоких напряжений проф.
Л. И. Сиротинским и его ученика-
ми. Этот труд, первый том которого
вышел в 1952 г., и до настоящего
времени является настольной кни-
гой инженеров и научных работни-
ков, занимающихся вопросами тех-
ники высоких напряжений. Она
используется также студентами при
прохождении специальных курсов,
во время курсового и дипломного
проектирования. Для общего же
курса объем книги чрезмерно ве-
лик. Кроме того, за последние 10
лет по технике высоких напряжений
получено много новых результатов,
не нашедших отражения в учебнике
проф. Л. И. Снротинского. Эти но-
вые результаты изложены в ряде
статей и монографий, однако книга.
которая бы достаточно полно изла-
гала современное состояние техни-
ки высоких напряжений в объеме-
общего курса программы вузов, по-
ка еще отсутствует. Настоящий
учебник написан с целью воспол-
нить этот пробел.
Авторы учебника являются уче-
никами Леонида Ивановича Сиро-
тинского и в меру своих сил про-
должали традиции его школы,
стремясь, несмотря на относительно-
малый объем учебника, дать доста-
точно строгое изложение основ тех-
ники высоких напряжений с учетом-
последних достижений в этой об-
ласти. В силу обилия материала,
задача эта оказалась весьма труд-
ной, и при определении содержания
отдельных разделов книги не могли
не сказаться научные интересы их.
авторов. При использовании книги:
в качестве учебника, возможно, вы-
явится ряд недостатков. Авторы
будут весьма признательны, если
имеющиеся замечания будут им со-
общены.
Учебник не снабжен библиогра-
фическим указателем. Литература
по технике высоких напряжений-
весьма быстро растет и не менее-
быстро стареет. Систематический
указатель оказался бы чрезмерно-
громоздким для учебника и вместе
с тем неполным уже непосредствен-
но после появления книги. Однако
можно указать несколько капи-
тальных трудов, которые позволят
заинтересовавшимся отдельными
разделами читателям значительно
расширить свои знания по сравне-
нию с теми сведениями, которые
изложены в учебнике. К таким
книгам относятся: Мик и Крэге,
4
Предисловие
Электрический пробой газов;
Л. Леб, Основные процессы элек-
трических разрядов в газах; А. И.
Долги нов, Перенапряжения в
электрических системах; А. И. Дол-
ги но в, Резонанс в электрических
системах; В. П. Фотин, Повыше-
ния напряжения в длинных линиях
при несимметричных коротких за-
мыканиях на землю; Д. В. Р а з е-
в и г. Атмосферные перенапряжения
на линиях электропередачи.
Работа между отдельными ав-
торами настоящего учебника рас-
пределялась следующим образом:
П. В. Борисоглебский — гл. 16—18,
20—29; Л. Ф. Дмоховская — гл. 35,
38, 42; В. П. Ларионов — гл. 9, 10.
13—15, 31, 33 и § 12-1; Ю. С. Пин-
таль—гл. 11, 19 и § 12-2; Д. В. Ра-
зевиг — введение и гл. 1—8, 29, 30,
32, 34, 36, 37, 39, 40; Е. Я. Рябко-
ва — гл. 32. Все разделы учебника
отредактированы заведующим ка-
федрой техники высоких напряже-
ний МЭИ проф. Д. В. Разевигом и
обсуждались на заседаниях ка-
федры.
Авторы глубоко признательны
своему учителю Л. И. Сиротинско-
му за те ценные замечания, кото-
рые он дал после чтения рукописи,
и советы, которыми пользовались
авторы в процессе работы над учеб-
ником. Авторы считают своим дол-
гом отметить, что в настоящем
учебнике использован ряд ценных
материалов из учебника проф.
Л. И. Сиротинского. Авторы выра-
жают благодарность сотрудникам
Всесоюзного электротехнического
института имени В. И. Ленина
В. К. Кожухову, А. В. Панову,
В. В. Шматовичу за любезно предо-
ставленную возможность ознако-
миться с результатами их послед-
них исследований и многократные
консультации. Авторы весьма бла-
годарны рецензентам книги А. И.
Долгинову и С. М. Фертику, учет
замечаний которых способствовал
существенному улучшению рукопи-
си учебника.
Авторы
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ........................ 3
Введение............................ 9
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
изоляция
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
СИСТЕМАХ
Раздел первый
РАЗРЯДЫ В ГАЗАХ
Глава первая. Общая характе-
ристика газовой изоляции . . 9
Глава вторая. Основные процес-
сы ионизации в газе........... 17
2-1. Общие сведения........... 17
2-2. Виды ионизации........... 18
2-3. Коэффициент ударной иониза-
ции электронами............ 21
2-4. Лавина электронов........ 24
Глава третья. Разряд в одно-
родном поле................... 25
3-1. Формирование разряда. Усло-
вие самостоятельности ... 26
3-2. Разрядное напряжение. Закон
Пашена..................... 31
1 лава четвертая. Разряд В не-
однородном иоле............... 35
4-1. Слабонеоднородные и резко-
неоднородные поля.......... 35
4-2. Условие самостоятельности
разряда в слабонеоднородном
поле. Закон подобия разря-
дов .......................... 37
4-3. Разряды в резконеоднородном
поле. Влияние полярности . . 38
4-4. Барьеры в резконеоднородном
поле ......................... 43
4-5. Экспериментальное исследова-
ние разряда в длинных воз-
душных промежутках. Молния 45
Глава пятая. Время разряда . - 49
5-1. Структура времени разряда . . 49
5-2. Статистическое время запаз-
дывания ................... 50
5-3. Время формирования разряда 51
5-4. Вольт-секундные характери-
стики ..................... 54
Глава шестая. Разрядные на-
пряжения в газах по опытным
данным........................ 57
6-1. Однородное поле.......... 57
6-2. Промежуток между двумя ша-
рами ..................... 58
6-3. Промежутки стержень—пло-
скость и стержень—стержень 66
6-4. Разрядное напряжение при вы-
сокой частоте............. . 71
6-5. Влияние влажности воздуха на
разрядное напряжение .... 73
Глава седьмая. Разряд в газе
вдоль поверхности твердого
диэлектрика................... 74
7-1. Общие сведения........... 74
7-2. Поверхностный разряд водно-
родном поле............... 74
7-3. Поверхностный разряд в рез-
конеоднородном поле с преоб-
ладающей тангенциальной со-
ставляющей напряженности 77
7-4. Поверхностный разряд в рез-
конеоднородном поле с преоб-
ладающей нормальной состав-
ляющей напряженности ... 79
7-5. Разряд вдоль увлажненной по-
верхности диэлектрика .... 83
Глава восьмая. Коронный раз-
ряд на проводах линий элек-
тропередачи .................
8-1. Корона, как вид самостоятель-
ного разряда............... 84
8-2. Корона на проводах при по-
стоянном напряжении .... 86
8-3. Коропа на проводах при пере-
менном напряжении.......... 89
8-4. Потери на корону при пере-
менном напряжении.......... 92
8-5. Методы уменьшения потерь на
корону при переменном на-
пряжении .................. 97
8-6. Практические способы расчета
потерь на корону при пере-
менном напряжении..........101
Раздел второй
ЛИНЕЙНАЯ И ПОДСТАНЦИОННАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ
Глава девятая. Электрические
и механические характеристи-
ки изоляторов..................106
9-1. Электрические характери-
стики .....................106
9-2. Механические характеристики 108
9-3. Материалы для изготовления
изоляторов...................• 109
6
Содержание
Глава десятая. Линейные изо-
ляторы .....................112
10-1. Штыревые изоляторы. ... 112
10-2. Подвесные изоляторы ... 114
I л а ва одиннадцатая. Изоля-
ция воздушных линий электро-
передачи ...................119
11-1. Общие сведения........119
11-2. Гирлянды из подвесных изо-
ляторов ...............121
11-3. Выбор числа изоляторов
в гирляндах и минимальных
изоляционных расстояний . . 126
11-4. Использование изоляционных
свойств древесины...........130
Глава двенадцатая. Станцион-
но-аппаратные изоляторы ... 131
12-1. Опорные изоляторы........131
12-2. Проходные изоляторы ... 137
Глава тринадцатая. Изоляция
распределительных устройств 148
13-1. Испытательные напряжения
электрооборудования .... 148
13-2. Изоляционные расстояния по
воздуху в распределитель-
ных устройствах................152
Глава четырнадцатая. Специ-
альные изоляторы для райо-
нов с загрязненной атмосфе-
рой ........................’. . 153
Глава пятнадцатая. Электри-
ческие характеристики изоля-
торов при постоянном напря-
жении .........................156
Раздел третий
ИЗОЛЯЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ,
ГЕНЕРАТОРОВ, КАБЕЛЕЙ
И КОНДЕНСАТОРОВ
Глава шестнадцатая. Изоля-
ция силовых трансформато-
ров .............................158
16-1. Общие сведения.........158
16-2. Конструкция изоляции сило-
вых трансформаторов .... 161
16-3. Переходные процессы в об-
мотках трансформаторов . . 164
16-4. Внутренняя защита трансфор-
маторов ................173
16-5. Электрические характери-
стики и испытания изоляции
трансформаторов..........174
Глава семнадцатая. Изоляция
вращающихся машин высокого
напряжения...................176
17-1. Требования к изоляции и ее
типовая конструкция .... 176
17-2. Новые виды изоляции генера-
торов .......................178
17-3. Пробивные напряжения изо-
ляции вращающихся машин 180
17-4. Меры устранения короны
в изоляции вращающихся ма-
шин .........................182
17-5. Переходные процессы в об-
мотках электрических машин 184
17-6. Заводские испытания изоля-
ции вращающихся машин . . 186
Глава восемнадцатая. Изоля-
ция силовых кабелей высокого
напряжения.......................189
18-1. Общие сведения.........189
18-2. Кабели с вязкой пропиткой 190
18-3. Маслонаполненные кабели . . 195
18-4. Другие типы кабелей на вы-
сокие напряжения.........198
18-5. Кабели на напряжение 6—
20 кв с изоляцией из поли-
меров ...................200
18-6. Заводские испытания изоля-
ции кабелей..............200
Глава девятнадцатая. Изоля-
ция силовых конденсаторов 202
19-1. Обшие сведения.........202
19-2. Бумажно-пропитанная кон-
денсаторная изоляция .... 206
Раздел четвертый
ПРОФИЛАКТИКА ИЗОЛЯЦИИ
Глава двадцатая. Задачи и ме-
тоды профилактики изоляции 212
Глава двадцать первая Про-
цессы в многослойном диэлек-
трике • -....................213
Глава двадцать вторая. Из-
мерение tg<5 и емкости как ме-
тод профилактики изоляции 215
22-1. Физическое содержание ме-
тода ....................216
22-2. Аппаратура для измерения
tg <5 и емкости в условиях
эксплуатации ............... 218
Глава двадцать третья Ча-
стичные разряды в изоляции
и методы их обнаружения . . 222
23-1. Физические основы метода 222
23-2. Методы обнаружения частич-
ных разрядов.............224
Глава двадцать четвертая.
Другие методы профилактиче-
ских испытаний...............226
24-1. Измерение сопротивления
(тока) утечки............226
24-2. Метод просвечивания .... 227
24-3. Измерение распределения на-
пряжения ................228
24-4. Метод повышенного напряже-
ния ......................229
Глава двадцать пятая. Про-
филактика подвесных, опорных
и проходных изоляторов . . . 229
25-1. Линейная изоляция......229
25-2. Проходные изоляторы (вво-
ды) .....................232
25-3. Опорные изоляторы......232
Глава двадцать шестая. Про-
филактика изоляции трансфор-
маторов .....................233
26-1. Главная изоляция .'....233
26-2. Витковая изоляция......236
Содержание
7
Глава двадцать седьмая.
Профилактика изоляции вра-
щающихся машин............237
27-1. Главная изоляция....237
27-2. Виткова я изоляция..240
Глава двадцать восьмая.
Профилактические испытания
кабелей с вязкой пропиткой 241
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
И ЗАЩИТА
ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Раздел пятый
ГРОЗОВЫЕ (АТМОСФЕРНЫЕ)
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
Глава двадцать девятая. Раз-
ряд молнии как источник гро-
зовых перенапряжений .... 244
29-1. Общие сведения.............244
29-2. Параметры разряда молнии 246
29-3. Расчетная форма волны тока
молнии........................249
29-4. Электромагнитное поле ка
нала молнии...............250
29-5. Интенсивность грозовой дея
тельности.................252
Глава тридцатая Волновые
процессы в линиях электропе-
редачи ......................254
30-1 Общие сведения ..........254
30-2. Распространение волн в мно-
гопроводной системе 255
30-3. Многократные отражения
волн.....................257
30-4. Воздействие волн на колеба
тельный контур...........262
30-5. Воздействие волн произволь-
ной формы на простейшие
схемы. Метод подкасатель-
ной ..........................264
30-6. Влияние импульсной короны
на волновые процессы .... 265
30-7. Собственные колебания уча-
стка линии....................269
Глава тридцать первая. За-
щита от прямых ударов мол-
нии с помощью молниеотво-
дов .............................271
31-1 Обшие сведения...........271
31-2. Зоны защиты молниеотводов 272
31-3. Допустимые расстояния
между молниеотводом и за-
щищаемым объектом .... 280
31-4. Особенности конструктивного
выполнения молниеотводов 281
Глава тридцать вторая. За-
земления в электрических
установках высокого напря-
жения ...........................282
32-1. Общие сведения..........282
32-2. Допустимая величина сопро-
тивления заземления .... 285
32-3. Основные электрические ха-
рактеристики грунта .... 286
32-4. Стационарные сопротивления
простейших заземлителей . . 289
32-5. Рабочие и защитные зазем-
ления станций и подстанций 291
32-6. Импульсное сопротивление
сосредоточенных заземлите-
лей ......................292
32-7. Импульсное сопротивление
протяженных заземлителей 295
32-3. Выбор и расчет сложных за-
землителей ................298
32-9. Заземление молниеотводов
подстанций.................301
Глава тридцать третья. Г ро-
зозащитные разрядники .... 302
33-1. Общие сведения...........302
33-2. Трубчатые разрядники . . . 303
33-3. Вентильные разрядники . . . 309
Глава тридцать четвертая.
Грозозащита линий электро-
передачи ......................318
34-1. Общая характеристика атмо-
сферных 'перенапряжений на
линиях электропередачи . . 318
34-2. Индуктированные перенапря-
жения на линиях электро-
передачи ......................320
34-3. Прямой удар молнии в линию
без тросов.................323
34-4. Прямой удар молнии в линию
с тросами..................326
34-5. Рекомендуемые способы гро-
зозащиты линий различного
номинального напряжения . . 333
Глава тридцать пятая. Гро-
зозащита подстанций............334
35-1. Общие сведения...........334
35-2. Параметры волн, набегающих
на подстанцию. Показатель
грузоупорности подстанций 337
35-3. Напряжение на изоляции под
станций в простейших схе-
мах ...........................339
35-4. Напряжение на изоляции
в простейшей схеме, содер-
жащей длинный кабель . . . 344
35-5. Допустимые напряжения на
изоляции..................346
35-6. Исследование грозозащиты
реальных подстанций .... 347
Глава тридцать шестая. Гро-
зозащита вращающихся ма-
шин ...........................359
36-1. Общие сведения...........359
36-2. Грозозащита генераторов, ра-
ботающих на воздушные ли-
нии через трансформаторы . . 359
36-3. Грозозащита генераторов, со-
единенных непосредственно
с воздушными линиями . . . 362
8
Содержание
Раздел шестой
ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
Г лава тридцать седьмая. За-
земление нейтрали электриче-
ских систем.................365
Глава тридцать восьмая. Пе-
ренапряжения при однофазном
замыкании на землю в систе-
мах с незаземленной нейт-
ралью ....................... - . 373
38-1. Переходные процессы в мо-
мент замыкания на землю - . 373
38-2. Повышение напряжения при
повторных зажиганиях дуги 375
38-3. Гашение емкостного тока за-
мыкания на землю с помощью
дугогасящих аппаратов . . . 380
38-4. Смещение нейтрали в сетях
с дугогасящими аппаратами 385
38-5. Конструкция дугогасящих
аппаратов и выбор их мощ-
ности .......................388
Глава тридцать девятая. Пе-
ренапряжения при отключении
холостых линий и батарей кон-
денсаторов .....................393
Глава сороковая. Перенапря-
жения при отключении индук-
тивностей ...................401
Глава сорок первая. Резонанс-
ные перенапряжения...........409
41-1. Общие сведения........409
41-2. Резонансные перенапряжения
в линейных цепях........410
41-3. Гармонический резонанс . . 412
41-4. Перенапряжения при несим-
метричном отключении фаз 414
41-5. Субгармонический резонанс 419
Глава сорок вторая. Внутрен-
ние перенапряжения в даль-
них электропередачах..........425
42-1. Общие сведения..........425
42-2. Схемы дальних электропе-
редач и режимы, приводя-
щие к перенапряжениям . . 427
42-3. Основные параметры длин-
ных линий.................430
42-4. Модель длинной линии для
исследования внутренних
перенапряжений............432
42-5. Повышения напряжения уста
повившегося режима в про-
стейших схемах без учета
магнитного шунта транс
форматора....................434
42-6. Влияние намагничивающего
тока трансформатора (маг-
нитного шунта) на перена
пряжения в простейшей
схеме........................438
42-7. Влияние реакторов попереч-
ной компенсации на пере-
напряжения установившегося
режима.......................446
42-8. Перенапряжения в дальних
передачах при наличии про-
дольной емкостной компен-
сации .......................447
42-9. Перенапряжения в дальних
передачах при несимметрич-
ных коротких замыканиях 452
42-10 Перенапряжения в пере-
ходном режиме.............454
42-11. Ограничение внутренних
перенапряжений...........460
Алфавитный указатель..............468
ВВЕДЕНИЕ
Развитие энергетики Советско-
го Союза тесно связано с примене-
нием высоких напряжений для пе-
редачи электрической энергии. В на-
стоящее время уже работают ли-
нии электропередачи переменного
тока при напряжении 500 кв. В свя-
зи с созданием крупных энергети-
ческих систем, которые объединят-
ся в Единую высоковольтную энер-
гетическую систему Советского Сою-
за, ожидается применение перемен-
ного напряжения 750 кв и выше,
а также постоянного напряжения
порядка 1 000 кв.
Использование высоких напря-
жений в энергетических системах
требует решения сложных научно-
технических проблем, среди которых
может быть выделен комплекс во-
просов, касающихся электрической
изоляции. Объединенный единством
цели — обеспечить безаварийную ра-
боту изоляции всех элементов элек-
трической системы —- этот комплекс
вопросов связан с изучением весьма
разнородных физических процессов
и носит название «Техника высоких
напряжений».
Одним из основных вопросов,
возникающих при проектировании
изоляции, является определение так
называемого «уровня изоляции»,
т. е. напряжения, которое она мо-
жет выдержать, не повреждаясь.
Конечно, уровень изоляции в пер-
вую очередь определяется номи-
нальным напряжением установки, в
которой изоляция будет работать.
Но во время эксплуатации изоля-
ции вследствие различных внутрен-
них и внешних причин к изоляции
могут прикладываться напряже-
ния, значительно превышающие но-
минальное — так называемые пере-
напряжения, которые могут быть
разделены на две большие группы:
а) грозовые перенапряжения,
связанные с разрядами молнии в то-
коведущие части установки или
вблизи нее в землю;
б) внутренние перенапряжения,
возникающие при различных нор-
мальных или аварийных коммута-
циях в электрической системе, или
при резком изменении режима ее
работы.
Разряд молнии в провод, идеаль-
но изолированный относительно
земли, может привести к появле-
нию на нем напряжений, достигаю-
щих многих миллионов вольт. Та-
кое напряжение не может выдер-
жать ни одна из применяемых в на-
стоящее время в электрических си-
стемах изоляционных конструкций.
Поэтому для обеспечения нормаль-
ной работы электрических систем
необходимо применять определен-
ные средства грозозащиты, предот-
вращающие повреждения изоляции
при разрядах молнии. Хорошо из-
вестным средством грозозащиты
являются молниеотводы — надеж-
но заземленные металлические
стержни или провода, расположен-
ные вблизи защищаемого объекта
таким образом, что все разряды
молнии попадают в молниеотвод,
минуя объект, и ток молнии без-
опасно для объекта отводится в зем-
лю. В частности, на линиях очень
высокого напряжения в качестве
молниеотводов применяют зазем-
ленные провода (тросы), подвеши-
ваемые па опорах выше фазовых
проводов.
10
Введение
Как будет показано в дальней-
шем, применение тросов целесооб-
разно только на линиях очень высо-
кого напряжения (ПО кв и выше),
причем защита тросами хотя и рез-
ко уменьшает вероятность появле-
ния на изоляции недопустимо вы-
соких напряжений, но полностью ее
не устраняет. Поэтому, помимо мол-
ниеотводов в целях грозозащиты
применяют специальные защитные
аппараты — разрядники. В простей-
шем виде разрядник представляет
собой искровой промежуток между
двумя электродами, находящимися
в воздушной среде. Если такой про-
межуток установлен параллельно
изоляции и пробивное напряжение
промежутка меньше, чем напряже-
ние пробоя изоляции, то во время
перенапряжений будет всегда про-
биваться искровой промежуток, по-
сле чего напряжение снижается до
нуля и изоляция оказывается защи-
щенной. Существенным недостат-
ком простейшего искрового проме-
жутка является то обстоятельство,
что пробой между электродами
означает короткое замыкание в си-
стеме, что особенно нежелательно,
если искровой промежуток установ-
лен на шинах крупной подстанции.
Для того чтобы устранить этот не-
достаток, в современных разрядни-
ках применяются различные устрой-
ства для гашения дуги в искровом
промежутке, благодаря чему корот-
кое замыкание ликвидируется са-
мим разрядником и для электриче-
ской системы проходит бесследно.
Таким образом, на изоляцию
электрической системы воздейству-
ют грозовые перенапряжения, сни-
женные системой применяемых гро-
зозащитных мероприятий, так что
величина этих перенапряжений за-
висит не только от характеристик
самого разряда молнии, но и от
свойств применяемых защитных ап-
паратов. Длительность грозовых пе-
ренапряжений определяется дли-
тельностью разряда молнии и мо-
жет составлять от долей микросе-
кунды до нескольких десятков ми-
кросекунд.
Источником внутренних перена-
пряжений являются электродвижу-
щие силы самой системы, величину
этих перенапряжений принято ха-
рактеризовать кратностью по от-
ношению к номинальному фазовому
напряжению системы. Поэтому, на-
пример, говорят о внутренних пе-
ренапряжениях в 2,51/ф, 3,0 (7ф
и т. д. Кратность внутренних пере-
напряжений полностью опреде-
ляется параметрами схемы электри-
ческой системы и характеристиками
отдельных ее аппаратов. Закон из-
менения во времени внутренних пе-
ренапряжений может быть самым
разнообразным, а длительность раз
личных видов перенапряжений из-
меняется от сотых долей секунды до
нескольких секунд и более.
Электрическая прочность изоля-
ции, как правило, уменьшается при
увеличении длительности воздейст-
вия напряжения, причем характер
этой зависимости определяется кон-
струкцией изоляции и свойствами
входящих в ее состав диэлектриков.
В связи с этим, одинаковые по ам-
плитуде грозовые и внутренние пе-
ренапряжения представляют неоди-
наковую опасность для изоляции
из-за их различной длительности.
Поэтому уровень изоляции нельзя
характеризовать одной величиной
выдерживаемого напряжения. Таких
величин должно быть по крайней
мере две, одна из которых характе-
ризует прочность изоляций при
грозовых, а другая — при внутрен-
них перенапряжениях.
Из сказанного ясно, что выбор
необходимого уровня изоляции не-
возможен без тщательного анализа
возникающих в электрических си-
стемах перенапряжений и, наобо-
рот, опенка опасности данного пере-
напряжения и необходимая степень
его ограничения с помощью защит-
ных мероприятий не могут быть вы-
яснены без знания основных элек-
трических характеристик изоляции.
Эти два вопроса органически свя-
заны друг С другом И ВХОДЯТ В еди-
ную науку — «технику высоких на-
пряжений».
Введение
11
Совершенно естественно, что
в процессе эксплуатации первона-
чальные диэлектрические свойства
изоляции постоянно ухудшаются под
влиянием внешних воздействий.
В эксплуатации многие виды изо-
ляционных конструкций (изоляция
генераторов, трансформаторов, ка-
белей и т. д.) работают при повы-
шенных температурах, подвергают-
ся механическим воздействиям (на-
пример, при коротких замыканиях);
в эксплуатации возможно также за-
грязнение и увлажнение изоляции.
Все эти факторы способствуют уско-
рению процесса старения изоляции,
во время которого в изоляции мо-
гут развиваться различные дефекты,
снижающие ее электрическую проч-
ность. В конце концов она может
уменьшиться настолько, что изоля-
ция будет пробита под действием
перенапряжений или даже нормаль-
ного напряжения установки. По-
скольку каждое повреждение изо-
ляции означает аварию в системе, а
короткое замыкание в аппарате при-
водит к его серьезному поврежде-
нию, необходимо заранее заменить
дефектную изоляцию новой или ор-
ганизовать ее ремонт до того, как
она будет пробита в эксплуатации.
Для своевременного обнаружения
развивающихся дефектов в изоля-
ции должна быть разработана си-
стема эксплуатационных испытаний
изоляции, которые называются про-
филактическими испытаниями.
В соответствии с весьма кратко
перечисленными выше вопросами,
составляющими основу проблемы
изоляции электрических систем,
курс техники высоких напряжений
делится на две части, обычно читае-
мые в двух смежных семестрах.
Первая часть курса, в которой
рассматриваются устройство и
основные характеристики различ-
ных типов изоляции, применяемых
в электрических системах, начинает-
ся с газовой изоляции. В этом раз-
деле основное внимание уделяется
разряду в газах при атмосферном
и более высоких давлениях, так как
именно этот случай представляет
наибольший интерес для техники
высоких напряжений. Несколько
особое значение в этом разделе за-
нимает глава, посвященная потерям
на коронный разряд в линиях элек-
тропередачи, которая по своей на-
правленности ближе к курсу элек-
трических сетей. Однако для изу-
чения короны на проводах линий
электропередач необходима вся сум-
ма сведений, полученных в осталь-
ных главах раздела «Разряды в га-
зах», поэтому этот вопрос обычно
рассматривается в курсе техники
высоких напряжений.
Разделы 2 и 3 посвящены изу-
чению изоляции линий электропере-
дачи, трансформаторов, генерато-
ров, кабелей и высоковольтных
конденсаторов. В этих разделах ос-
новное внимание уделяется не
столько деталям конструкции раз-
личных изоляционных устройств,
сколько ее основным характеристи-
кам, условиям работы в эксплуата-
ции и основным видам заводских
испытаний. Условия работы изоля-
ции трансформаторов и вращаю-
щихся машин тесно связаны с пере-
ходными процессами в их обмотках,
без знания которых невозможно
правильное конструирование их изо-
ляции. Поэтому в соответствующих
главах уделяется определенное вни-
мание основным закономерностям
переходных процессов в обмотках.
Раздел 4 целиком посвящен
профилактическим испытаниям изо-
ляции, причем рассматриваются как
физические основы различных ме-
тодов испытаний, так и практиче-
ские рекомендации по применению
этих методов.
Вторая часть курса отведена
проблеме перенапряжений, защите
от перенапряжений и координации
изоляции.
Раздел 5 начинается специаль-
ной главой, в которой сообщаются
основные сведения о разряде мол-
нии, являющейся источником гро-
зовых перенапряжений. В гл. 2 это-
го раздела рассматриваются вол-
новые процессы в линиях электропе-
редачи, которые всегда сопровож-
12
Введение
дают разряды молнии, причем изу-
чаются только те вопросы, которые
имеют прямое отношение к расчетам
грозовых перенапряжений в элек-
трических системах. В остальных
главах раздела 5 обсуждаются во-
просы грозозащиты отдельных эле-
ментов электрической системы и
описываются устройство и основ-
ные характеристики защитных аппа-
ратов и схем грозозащиты.
Раздел 6 посвящен в основном
внутренним перенапряжениям, но
начинается он главой о способах за-
земления нейтрали электрических
систем, имеющей несколько более
общее значение. Затем последова-
тельно рассматриваются основные
виды внутренних перенапряжений,
причем последняя самая обширная
глава посвящена перенапряжениям
в дальних передачах, которые в по-
следнее время приобрели особо важ-
ное значение.
В технике высоких напряжений
весьма большое значение имеют экс-
периментальные исследования, по-
этому в большинстве издававшихся
ранее курсов имелись разделы, по-
священные оборудованию высоко-
вольтных лабораторий и высоко-
вольтным измерениям. В настоящем
учебнике такие разделы отсутст-
вуют. Длительный опыт преподава-
ния на электроэнергетическом фа-
культете МЭИ и неоднократное об-
суждение этого вопроса с предста-
вителями других специальностей по-
казали, что для студентов, не спе-
циализирующихся по технике вы-
соких напряжений, ознакомление
с основным высоковольтным обору-
дованием и измерениями достаточ-
но производить во время лабора-
торных занятий, на которые по
учебному плану электроэнергетиче-
ского факультета МЭИ отводится
около 60 ч. С целью облегчить это
ознакомление, кафедрой ТВН МЭИ
выпущено специальное пособие по
высоковольтным установкам и из-
мерениям, причем этот материал
практически не излагается на лек-
циях. Зато профилактическим испы-
таниям изоляции и в учебнике и
в лекциях уделяется большое вни-
мание, так как именно с этим видом
испытаний будущим инженерам-
энергетикам придется больше все-
го иметь дело.
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
РАЗРЯДЫ В ГАЗАХ
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ
Воздух или другие газы в той
или иной степени всегда присутст-
вуют в любой изоляционной конст-
рукции. Шины распределительных
устройств, провода линий электро-
передачи, выводы высокого напря-
жения трансформаторов и других
аппаратов изолированы друг от дру-
га воздушными промежутками, в ко-
торых воздух играет роль единст-
венного изолирующего вещества.
Опорные изоляторы подстанций,
подвесные изоляторы линий элек-
тропередачи и другие изоляционные
конструкции находятся в воздушной
среде. Нарушение электрической
прочности изоляторов и изоляцион-
ных конструкций может произойти
путем пробоя твердого диэлектрика,
из которого изготовлен изолятор,
или путем развития разряда в воз-
духе вдоль поверхности твердого
диэлектрика. Так как пробой ди-
электрика приводит к полному вы-
ходу изолятора из строя, а пере-
крытие по поверхности в большин-
стве случаев не приносит изолятору
существенного вреда, напряжение
пробоя изолятора всегда стараются
сделать больше напряжения пере-
крытия по поверхности. Таким обра-
зом, фактическая электрическая
прочность очень многих изоляцион-
ных конструкций определяется элек-
трической прочностью воздуха, зна-
ние которой . приобретает принци-
пиально важное значение.
Но воздух или другой газ имеют
значение не только естественной га-
зовой среды, в которой находятся
изоляционные конструкции, как это
было в приведенных выше приме-
рах. Газ может использоваться
также в качестве одного из основ-
ных изоляционных материалов в ка-
белях, конденсаторах и других
электрических аппаратах.
Основным недостатком газовой
изоляции является ее недостаточ-
ная электрическая прочность. На-
пример, слой воздуха толщиной
0,5 см выдерживает напряжение по-
рядка 17 кв, а слой чистого транс-
форматорного масла той же толщи-
ны около 150 кв. Поэтому целесо-
образность применения газовой изо-
ляции тесно связана с возможно-
стью увеличения ее электрической
прочности.
Электрическая прочность газа
увеличивается при повышении дав-
ления от атмосферного до более вы-
соких. Например, тот же слой воз-
духа толщиной 0,5 см при давлении
15 та * будет иметь прочность око-
ло 190 кв, т. е. больше, чем у транс-
форматорного масла. С другой сто-
роны, известно, что прочность воз-
* Здесь и далее давление абсолютное.
14
Общая характеристика газовой изоляции
(Гл. 1
духа сильно возрастает и при глубо-
ком вакууме. Хорошие диэлектри-
ческие свойства глубокого вакуума
широко используются в электрон-
ных приборах и в ряде специаль-
ных установок. В промышленной
изоляции глубокий вакуум в на-
стоящее время применяется редко.
Дело в том, что газ в изоляционных
конструкциях применяется всегда
в сочетании с другими изоляцион-
ными материалами, которые, сопри-
касаясь с вакуумом, выделяют га-
зы и тем самым приводят к посте-
пенному увеличению давления и
уменьшению прочности изоляции.
В таких конструкциях вакуум прак-
тически невозможно поддерживать
и в промышленной изоляции для
увеличения электрической прочно-
сти преимущественно применяют
повышенные давления, а не глубо-
кий вакуум.
Газ, применяемый в качестве
изоляции, должен удовлетворять
следующим основным требованиям.
Газ должен быть химически
инертным и не вступать в реакции
с диэлектриками, в комбинации с ко-
торыми он применяется, и с други-
ми материалами, использованными
в конструкции аппарата.
При ионизации газа, которая
в какой-то степени всегда возмож-
на в аппаратах высокого напряже-
ния, также не должно выделяться
химически активных веществ.
Газ должен обладать низкой
температурой сжижения, так как
в противном случае его нельзя будет
применять при повышенных давле-
ниях (при увеличении давления
температура, при которой газ пре-
вращается в жидкость, возрастает).
Газ должен обладать возможно
большей электрической прочностью
и высокой теплопроводностью. По-
следнее особенно важно в тех слу-
чаях, когда газ одновременно яв-
ляется и изолирующей и охлаждаю-
щей средой.
Стоимость газа должна быть до-
статочно низкой, чтобы сделать его
применение экономически оправдан-
ным.
Воздух имеет большое преиму-
щество с точки зрения предельно
низкой стоимости, поэтому при по-
вышенных давлениях нашел некото-
рое применение в конденсаторах,
кабелях и др. Но он не удовлетво-
ряет второму требованию, так как
ионизация воздуха сопровождается
выделением озона, окиси и закиси
азота, вызывающих интенсивную
коррозию всех металлических ча-
стей аппарата и окисление органи-
ческой изоляции, приводящее к по-
степенному ухудшению ее изоли-
рующих свойств. Поэтому вместо
воздуха чаще применяют азот, ко-
торый имеет такую же электриче-
скую прочность, невысокую стои-
мость и является инертным газом.
Для того чтобы электрическая
п£очдас1ь~возд.уха_ или „ азота’сЖ'-
лалась соизмеримой с~ прочностью
твердых, или жидких диэлектриков,
таких как масло, слюда, фарфор
и т. д„ давление в этих газах не-
обходимо поднимать, до .10—15 цт)
Применение столь высоких давле-
ний, естественно, утяжеляет всю
конструкцию и создает серьезные
затруднения в эксплуатации. По-
этому в последнее время серьезное
внимание уделяется различным га-
зам. имеющим электрическую проч-
ность, значительно большую, чем
у воздуха и азота. Некоторые из
этих газов приведены в табл. 1-1.
Таблица 11
Относительная электрическая
прочность некоторых газов
Г аз Химически 1 состав Электрическая проч- ность по отношению к воздуху Температура сжи- жения град
Воздух Водород Азот Элегаз (гексафторид серы) Фреон (дихлордпф- торметан) . . . Трихлорфторметан . Тетрахлорметан н2 N, SFe CC12F2 CClaF СС14 1.0 0,6 1.0 2.5 2,5 4.5 6.3 —62 —30 +49 +76
Общая характеристика газовой изоляции
15
Последние два вещества имеют
очень высокую электрическую проч-
ность. Но тетрахлорметан при нор-
мальной температуре представляет
собой жидкость, а в газообразном
состоянии он разлагается под дей-
ствием ионизации с выделением
углерода, образующего проводящие
слои на поверхности твердых ди-
электриков, и хлора, вызывающего
коррозию металлических деталей
конструкции. По причине высокой
температуры сжижения и химиче-
ской активности при наличии иони-
зации не нашел себе применения и
трихлорфторметан, имеющий элек-
трическую прочность в 4,5 раза
больше, чем воздух.
Наиболее широко применяются
з качестве изолирующей среды два
газа: фреон и элегаз, имеющие при-
близительно одинаковую электриче-
скую прочность. Оба эти газа хими-
чески инертны, но при ионизации
выделяют некоторое количество хи-
мических веществ, вызывающих кор-
розию. Преимуществом элегаза яв-
ляется его более низкая температу-
ра сжижения, позволяющая исполь-
зовать его при давлениях до 20 ат,
в то время как фреон можно сжи-
мать только до 6 ат. Но даже при
давлении в 3 ат, применение кото-
рого не вызывает существенных тех-
нических трудностей, напряжение,
выдерживаемое слоем фреона или
элегаза толщиной 0,5 см, достигает
140 кв, т. е. имеет тот же порядок,
что и для трансформаторного масла.
Общим недостатком этих двух
газов является их большая стои-
мость, которая, однако, существенно
снижается при массовом изготовле-
нии.
Идеальный газ, состоящий толь-
ко из нейтральных молекул, абсо-
лютно не проводит электрического
тока. В реальных газах за счет раз-
личных внешних воздействий (уль-
трафиолетовое излучение солнца,
радиоактивное излучение почвы,
космические лучи и т. д.) всегда
имеется некоторое количество ионов
и электронов, сообщающих газу оп-
ределенную проводимость. Напри-
Рис. 1-1. Зависимость тока в газе от на-
пряжения между электродами.
мер, в ! СМ3 атмосферного воздуха
каждую секунпу сознается несколь-
ко десятков пар ионов, которые через
определенное время рекомбинируют
друг с другом и снова превращают-
ся в нейтральные молекулы. Если
к газовому промежутку с плоскими
электродами подвести постоянное
напряжение, величину которого
можно изменять, то ионы начнут
двигаться вдоль силовых линий по-
ля, создавая ток I во внешней цепи.
По мере увеличения приложенного
напряжения этот.. ток возрастает
(рис. 1-1) за счет того, что .J3.ce
большая часть ионов успевает до-
стичь электродов“ не рекомбиниро-
вав в пространстве. Затем насту-
пает режим насыщения, как в элек-
троннЫхТТактггхр'КОТда' ионы в про-
странстве практически не рекомби-
нируют, а при дальнейшем возра-
стании напряжения ток начинает
снова возрастать, что .свидетельст-
вует о начавшемся процессе иони-
заций" в газе под действием элек-
трического поля. Этот процесс'раз-
вивается весьма интенсивно и при
некотором значении напряжения
происходит резкое увеличение тока,
которое свидетельствует о внезап-
ном качественном изменении состоя-
ния газа. Это напряжение называет-
ся разрядным напряжением газово-
го промежутка и при достижении
этого напряжения газ теряет свой-
ства диэлектрика и превращается
в проводник.
Весьма существенна также сле-
дующая особенность прохождения
тока через газ. При напряжениях
меньше разрядного, непременным
условием прохождения тока являет-
ся наличие внешнего ионизатора,
16
Общая характеристика газовой изоляции
[Гл. 1
непрерывно создающего электроны
и ионы в межэлектродном простран-
стве. Если этот внешний ионизатор
убрать, ток в промежутке немед-
ленно прекращается, прекращается
и ионизация под действием сил
электрического поля. Процесс яв-
ляется несамостоятельным, т. е. он
не может поддерживаться только
за счет внутренних ресурсов самого
промежутка. При напряжении, рав-
ном разрядному, процесс приобре-
тает самостоятельный характер,
т. е. он больше не нуждается в по-
мощи внешнего ионизатора. Поэто-
му часто говорят, что условием про-
боя промежутка является условие
превращения разряда в самостоя-
тельный.
Как известно, высокую проводи-
мость газ может приобретать только
в особом состоянии, называемом
плазмой, когда значительная часть
молекул газа ионизирована, причем
проводимость плазмы возрастает
по мере увеличения числа ионов,
содержащихся в единице объема.
Количество положительных и отри-
цательных зарядов в единице объ-
ема плазмы практически одинаково,
причем носителями положительных
зарядов являются ионы, а носителя-
ми отрицательных зарядов — ионы и
электроны.
Содержащиеся в плазме элек-
троны собственно и обеспечивают
ее проводимость, природа которой,
таким образом, весьма сходна
с природой проводимости металлов.
Существенное различие между га-
зом в состоянии плазмы и металли-
ческим проводником заключается
в том, что в плазме заряды разных
знаков все время рекомбинируют
друг с другом, следовательно, в объ-
еме, заполненном плазмой, непре-
рывно должен идти процесс иониза-
ции, поддерживающий плотность
зарядов на неизменном уровне.
В противном случае газ постепен-
но вернется к своему нормальному
нейтральному состоянию. Одним из
основных механизмов ионизации
в плазме является термическая
ионизация, осуществляемая благо-
даря ее высокой температуре, кото-
рая достигается за счет непрерыв-
ных столкновений электронов, дви-
гающихся под действием поля, с мо-
лекулами и ионами плазмы. Чем
больше число двигающихся элек-
тронов, т. е. чем больше проходя-
щий через плазму ток, тем выше ее
температура, а следовательно, и
проводимость.
Таким образом, разряд в газе
сопровождается переходом в со-
стояние плазмы всего пространства
между электродами или его части.
Устанавливающийся при этом в
промежутке режим может приобре-
тать различные качества в зависи-
мости от конфигурации электриче-
ского поля, мощности источника и
давления газа. Можно назвать сле-
дующие основные виды разряда.
Тлеющий разряд возникает в
промежутке при малых давлениях
газа, когда плазма даже при высо-
кой степени ионизации не может
приобрести большую проводимость
из-за недостаточного числа молекул
газа в единице объема. Поэтому аб-
солютная величина тока, проходя-
щего в газе, не может быть очень
большой, невелико также и взаимо-
действие между отдельными иона-
ми, находящимися в промежутке.
Тлеющий разряд обычно занимает
все пространство между электрода-
ми. Характерным примером являет-
ся тлеющий разряд, используемый
в газосветных трубках, лампах
дневного света и др.
Искровой разряд образуется в
промежутке при достаточно боль-
ших давлениях газа р и расстоя-
ниях между электродами s [ps>
>1000 см мм рт. ет.) в случае,
если мощность источника питания
невелика или если напряжение при-
ложено к промежутку на очень ко-
роткое время. При больших давле-
ниях газа разряд уже не занимает
всего поперечного сечения проме-
жутка, а развивается в виде узко-
го канала. Концентрация ионов
в плазме, заполняющей этот узкий
канал, может достигать больших
величин, поэтому по каналу мог бы
§ 2-1]
Общие сведения
17
проходить значительный ток, одна-
ко его величина ограничивается
мощностью источника. Благодаря
этому__интенсивность термической
ионизации в канале мОжет"оказать-
ся недостаточной для поддержания
его проводимости и канал разряда
распадается. Это, например, имеет
место при переменном напряжении,
когда разряд в газовом промежутке
происходит в виде перемежающих-
ся искр, последовательно возни-
кающих между электродами.
Дуговой разряд является после-
дующей стадией искрового разряда
при большой мощности источника.
В этом случае через промежуток мо-
жет проходить большой ток, кото-
рый способствует разогреву канала,
возрастанию его проводимости,
а следовательно, дальнейшему уве-
личению тока. В конце концов бу-
дет достигнуто состояние равнове-
сия, когда тепловые потери из ка-
нала прекратят дальнейшее повы-
шение температуры. Этот процесс
длительный, вследствие чего искро-
вой разряд не переходит в дуговой
в случае приложения напряжения
на очень короткое время. Канал ду-
гового разряда характеризуется,
следовательно, высокими темпера-
турами и значительной степенью
ионизации газа.
Коронный разряд является свое-
образной формой разряда, харак-
терной для резконеоднородных по-
лей, когда ионизация возникает
только в небольшой области вбли-
зи электрода. При этом между
электродами промежутка не возни-
кает сквозного проводящего кана-
ла, что исключает возможность про-
хождения большого тока независи-
мо от давления газа и мощности
источника. Таким образом, образо-
вание коронного разряда не озна-
чает полной потери газовым проме-
жутком изолирующих свойств, од-
нако в изоляционных конструкциях
образование коронного разряда яв-
ляется нежелательным.
Возникновение разряда во всех
газах происходит приблизительно
одинаковым путем, хотя и имеются
важные различия в деталях про-
хождения процесса. В последующих
главах изложение ведется главным
образом применительно к самому
распространенному газу воздуху,
но в гл. 6 будут приведены экспери-
ментальные данные и для других
газов.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ОСНОВНЫЕ ПРОЦЕССЫ ИОНИЗАЦИИ В ГАЗЕ
2-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Для того чтобы ионизировать
нейтральную молекулу, т. е. удалить
из нее один электрон, необходимо
затратить определенную работу,
которая называется энергией иони-
зации 1ЕИ. Эту работу принято из-
мерять с помощью разности потен-
циалов (7И. проходя которую в элек-
трическом поле, электрон приобре-
тает энергию, равную энергии иони-
зации. Величина Ua называется по-
тенциалом ионизации и численно
равна энергии ионизации, выражен-
ной в электронвольтах. Энергия
в 1 эв равна совершаемой электри-
ческим полем работе по перемеще-
нию электрона между двумя точ-
ками, разность потенциалов между
которыми равна 1 в. Так как заряд
электрона 7=1,6- 10-18 к, то 1 эв =
= 1,6 • 10-19 дж= 1,6 • 10~12 эрг.
Чтобы помимо первого электрона
удалить из молекулы газа еще один
электрон, требуется совершить зна-
чительно большую работу, поэтому
соответствующий (второй) потен-
циал ионизации значительно боль-
ше первого.
Если молекуле газа сообщается
энергия, меньшая энергии иониза-
ции, то внешний электрон, не поки-
дая пределов молекулы, может пе-
рейти на другой, более высокий
2—314
18
Основные процессы ионизации в сазе
[Гл. 2
энергетический уровень. Такой про-
цесс называется возбуждением. Мо-
лекула в возбужденном состоянии
обычно может находиться очень не-
продолжительное время, порядка,
10-8 сек, после чего она самопроиз-
вольно переходит в нормальное со-
стояние, а затраченная на возбуж-
дение энергия выделяется в виде
кванта света. Однако молекулы мно-
гих химических элементов обладают
некоторым количеством так назы-
ваемых метастабильных уровней
энергии, попадая на которые, элек-
трон может задерживаться в тече-
ние более длительного времени по-
рядка 10~2 сек.
Положительные ионы также мо-
гут переходить в возбужденное со-
стояние, причем энергия, затрачи-
ваемая на возбуждение нота, зна-
чительно больше энергии возбужде-
ния нейтральной молекулы и обыч-
но превышает первую энергию иони-
зации. Для иллюстрации в табл. 2-1
приведены потенциалы ионизации
и возбуждения некоторых газов.
Таблица 2-1
Потенциалы ионизации и возбуждения
атомов и молекул различных газов
Газ или пар Первый потенциал ионизации, в к; к я s к о к сэ СЬф к Они н о о СО К и и Первый потенциал возбуждения, в Потенциал возбуждения иона", в
н н2 N Na О О2 Не Cs со2 13,6 15,4 14,5 15,5 13,6 12,2 24,6 3,88 13,7 29,6 35,2 54,1 23,4 10,2 Н.2 6,3 6,1 9,1 19,8 1,38 10,0 40,6
Образованные в процессе иони-
зации электроны могут существо-
вать в газе либо в свободном со-
стоянии, либо присоединяться к ней-
тральным атомам, образуя отрица-
тельные ионы. Возможность обра-
зования отрицательных ионов зави-
сит от конструкции атома газа.
В ряде газов (кислород, хлор, фтор
и др.) отрицательные ионы легко
образуются и представляют собой
прочные соединения. Такие газы на-
зываются электроотрицательными.
Если положительный ион «столк-
нется» со свободным электроном
или отрицательным ионом, возмож-
на их рекомбинация, т. е. присоеди-
нение лишнего электрона к положи-
тельному иону с образованием
нейтральных частиц. При рекомби-
нации энергия, ранее затраченная
на ионизацию, выделяется в виде
излучения с определенной длиной
волны. Частота излучения v в об-
щем случае определяется равенст-
вом
ftv=IEH+AlEK, (2-1)
где h = 6,5-10-27 эрг • сек — кванто-
вая постоянная;
А1ЕК— разность суммарной кине-
тической энергии участвую-
щих в столкновении частиц
до и после столкновения.
Таким образом, ионизационные
процессы в газе всегда сопровож-
даются выделением большого коли-
чества фотонов, обладающих раз-
личными энергиями.
2-2. ВИДЫ ИОНИЗАЦИИ
1. Ударная ионизация
Если какая-либо частица с мас-
сой т (электрон, ион или нейтраль-
ная молекула), летящая со скоро-
стью v, столкнется с нейтральным
атомом или молекулой, то кинетиче-
ская энергия летящей частицы мо-
жет быть затрачена на совершение
акта ионизации, если выполнено не-
равенство-
(2-2)
В ряде случаев важное значение
имеет так называемая ступенчатая
ионизация, осуществляемая части-
цами (например, электронами),
энергия которых меньше Wa. Сту-
пенчатая ионизация может осущест-
вляться путем следующих процес-
сов:
а) Электрон с энергией меньше
1ЕИ переводит атом в возбужденное
§ 2-2]
Виды ионизации
19
состояние. Летящий вслед за ним
электрон, сталкиваясь с возбужден-
ным атомом, сообщает ему недо-
стающую энергию, необходимую для
ионизации.
б) При столкновении электрона
с возбужденным атомом происходит
переход атома в нормальное со-
стояние. Освобождающаяся при
этом энергия сообщается электрону,
скорость его возрастает и при сле-
дующем столкновении он уже может
ионизировать.
в) Происходит столкновение двух
возбужденных атомов, один из них
переходит в нормальное состояние,
а освободившаяся энергия затрачи-
вается на ионизацию второго атома.
Поскольку все перечисленные
процессы для своего завершения
требуют определенного времени,
ступенчатая ионизация может про-
исходить только в тех газах, моле-
кулы которых обладают метаста-
бильными уровнями.
2. Фотоионизация в объеме газа
Вторым важным источником об-
разования свободных электронов
является фотоионизация, т. е. иони-
зация газа под действием коротко-
волнового излучения. Для того что-
бы воздействие на газ излучения
с частотой v (длиной волны Х=—,
с — скорость света) привело к иони-
зации газа, необходимо выполнить
условие
hv^Wn или (2-3)
Наименьшую энергию иониза-
ции имеют пары цезия (№и = 3,88 эв),
следовательно, ионизирующее излу-
чение должно иметь длину волны во
всяком случае не более
, 3-1010-6,55.10-®’ О1О
3,88- 1,6-10"18 ~~318 ММК.
Волны с такими длинами лежат в
ультрафиолетовой части спектра,
так что видимый свет практически
не ионизирует. Искусственные источ-
ники ультрафиолетовых лучей
(ртутно-кварцевые лампы и др.)
дают длины волны не менее 150—
200 ммк, “поэтому непосредствен-
ную ионизацию с их помощью
можно было бы получить только
в газах, энергия ионизации ко-
торых Ш'и= (6—8) эв. В действи-
тельности наблюдается ионизация
ультрафиолетовыми лучами почти
всех газов. Это объясняется, во-
первых, ступенчатой фотоионизаци-
ей, когда фотоны сначала возбужда-
ют молекулы газа, а затем новые
фотоны переводят их в ионизиро-
ванное состояние; во-вторых, при
наличии в газе взвешейных посто-
ронних ~частиц“'(пыль, туман) элек-
троны освобождаются не только из
молекул газа, но и с поверхности
этих частиц, для чего требуется зна-
чительно меипщая энергия.
Мощным источником фотоиони-1
зации является газовый разряд. Пе-
реход возбужденных молекул и
ионов в нормальное состояние, про-
цесс рекомбинации, приводят к по-
явлению большого количества фото-
нов, значительная часть которых
обладает энергией, превышающей
энергию ионизации газа. Как мы
увидим в дальнейшем, эти фотоны
играют весьма важную роль в раз-
витии разряда.
3. Термическая ионизация
Под термической ионизацией по-
нимаются все процессы ионизации,
обусловленные тепловым состоянием
газа. При высокой температуре име-
ются следующие возможности иони-
зации:
а) ионизация при соударениях
между молекулами газа, которые
при высоких температурах двигают-
ся с большими скоростями;
б) фотоионизация за счет тепло-
вого излучения нагретого газа;
в) ионизация при соударениях
молекул с электронами, образовав-
шимися в результате первых двух
процессов.
Согласно кинетической теории
молекулы газа двигаются со все-
возможными скоростями. Поэтому
теоретически при любой темпера-
туре имеется некоторая вероятность
2*
20
Основные процессы ионизации в газе
[Гл. 2
ионизации при столкновениях меж-
ду молекулами. Однако эта вероят-
ность при низких температурах ис-
чезающе мала. Во всей атмосфере
земного шара, если бы она находи-
лась при температуре порядка 20° С,
ионизирующее столкновение проис-
ходило бы только 1 раз в I0500 лет.
При увеличении температуры веро-
ятность ионизации сильно возра-
стает. У гелия, например, при ком-
натной температуре из 10825 моле-
кул ионизирует только одна, а при
температуре 10 000° К — одна из
1024. У паров цезия при 10 000° К
необходимую для ионизации энер-
гию имеет одна молекула из 2 000.
Аналогичные рассуждения мож-
но привести и относительно иони-
зирующего действия теплового из-
лучения газа, которое содержит
волны с самыми разнообразными
длинами. При низких температурах
вероятность ионизации за счет теп-
лового излучения невелика, с ро-
стом температуры спектр теплового
излучения смещается в область бо-
лее коротких волн и ионизация де-
лается значительно более вероят-
ной.
Одновременно с ионизацией мо-
лекул газа происходит и обратный
процесс — рекомбинация ионов про-
тивоположного знака. Интенсив-
ность ионизации определяется толь-
ко температурой газа, рекомбина-
ция же происходит тем более энер-
гично, чем больше ионизированных
частиц находится в единице объема.
Поэтому для каждой температуры
Рис. 2-1. Зависимость степени ионизации
1 т = —рр j от температуры для двух газов,
имеющих энергию ионизации 7,5 и 15 зв.
‘ Давление атмосферное.
существует определенное состояние
равновесия, при котором число воз-
никающих и рекомбинирующих ча-
стиц в единицу времени равно друг
другу. Степень ионизации газа т,
т. е. отношение числа ионизирован-
ных молекул к общему числу
молекул А в единице объема, для
равновесного состояния, может
определяться по формуле Саха:
Р Г=^~=2’4’ Ю-4- kT , (2-4)
NK
где —степень ионизации га-
за;
р — давление газа,
мм рт. ст.;
Wtl — энергия ионизации,
эрг;
/г = 1,37-10~16 э/?г/°К—по-
стоянная Больцмана;
Т — абсолютная темпера-
тура.
На рис. 2-1 показаны кривые за-
висимости степени ионизации от тем-
пературы для двух газов, имеющих
энергии ионизации 7,5 и 15 эв, что
приблизительно соответствует па-
рам меди и воздуху.
4. Ионизация на поверхности
электродов
До сих пор мы связывали появ-
ление в газе свободных электронов и
ионов с процессами объемной иони-
зации, т. е. с ионизацией самого га-
за находящегося в пространстве
между электродами. Между тем
электроны в газе могут появляться
и путем эмиссии с катода. Осво-
бождение электрона из толщи ме-
талла также требует совершения
определенной работы, называемой
энергия выхода, которая у разных
металлов различна и зависит от со-
стояния их поверхности. В табл. 2-2
приведены значения энергии выхода
для некоторых чистых металлов и
окислов.
Энергия, необходимая электрону
для выхода из металла, может со-
общаться ему различными спосо-
бами.
§ 2-3]
Коэффициент ударной ионизации электронами
21
Таблица 2-2
Энергия выхода электронов
из различных металлов
Металл
Энергия
выхода, as
Алюминий
Медь
Окись меди .
Железо .
Серебро . .
Платина . .
Окись бария
1,8
3,9
5,34
3,9
3,1
3,6
1.0
Нагреванием катода, которое
сопровождается увеличением скоро-
сти электронов. Если при этом ки-
нетическая энергия электрона пре-
высит энергию выхода, он может
перескочить через потенциальный
барьер и покинуть пределы электро-
да (термоэлектронная эмиссия).
Бомбардировкой поверхности ме-
талла какими-либо частицами (на-
пример, положительными ионами),
обладающими достаточной энер-
гией.
Облунением- дшверхнрсти-.мета л-
ла коротковолновым излучением,
обладающим достаточно малой дли-
ной волны (фотоэффект).
Наложением сильного внешнего
поля (холодная эмиссия).
Первый способ поверхностной
ионизации имеет решающее значение
в электронных приборах, в которых
катод нагревается специально для
освобождения большого числа элек-
тронов. В изоляционных конструк-
циях в начальных стадиях разряда
этот процесс не имеет места, но в ду-
говом разряде в месте соприкосно-
вения с дугой катод нагревается до
температуры в несколько тысяч гра-
дусов и термоэлектронная эмиссия
приобретает важное значение в снаб-
жении канала дуги свободными
электронами.'
Для осуществления поверхност-
ной ионизации внешнее поле долж-
но иметь очень большую величину
порядка 1 000 кв1см, что в промыш-
ленных изоляционных конструкциях
бывает крайне редко. Поэтому в га-
зовых промежутках, с которыми при-
ходится иметь дело в технике высо-
ких напряжений, основное значение
имеет бомбардировка поверхности
металла частицами и облучение ее
коротковолновым излучением. При
этом следует иметь в виду, что на-
личие внешнего поля, напряжен-
ность которого недостаточна для
осуществления холодной эмиссии,
несколько уменьшает энергию выхо-
да электрона из металла и тем са-
мым способствует осуществлению
других видов ионизации на поверх-
ности.
2-3. КОЭФФИЦИЕНТ УДАРНОЙ
ИОНИЗАЦИИ ЭЛЕКТРОНАМИ
Как указывалось выше, при ком-
натной температуре энергия тепло-
вого движения частиц газа недоста-
точна для ионизации. Но заряжен-
ные частицы (электроны и ионы)
могут приобретать дополнительную
энергию, разгоняясь под действием
электрического поля. Так как эти
частицы двигаются в газовой среде,
на пути между электродами они
многократно сталкиваются с моле-
кулами газа, при каждом столкно-
вении теряя большую часть приоб-
ретенной ими энергии. Поэтому на-
копление энергии электронами и
ионами происходит главным обра-
зом на пути между двумя последо-
вательными столкновениями, т. е.
на пути свободного пробега данной
частицы. В кинетической теории га-
зов доказывается, что средняя
длина свободного пробега X части-
цы с радиусом г0, двигающейся
в газовой среде, содержащей в 1 см3
N частиц радиуса г, определяется
выражением
л (г« 4- г)2 N '
1
(2-5)
Если движущейся частицей
является электрон, то г0 < г и
Я —
Аэ ~ itr2N
Если движущейся
является ион, то г0 « г и
2 _________________1
и ~ 4лг2Л' •
(2-6)
Частицей
(2-7)
22
Основные процессы ионизации в газе
(Гл. 2
Таким образом, средняя длина сво-
бодного пробега электрона прибли-
зительно в 4 раза больше, чем
у иона.
Воспользуемся известным соот-
ношением
где k — постоянная Больцмана;
р — давление газа;
Т — абсолютная температура.
Тогда для средней длины сво-
бодного пробега электрона получим:
т. е. средняя длина свободного про-
бега прямо пропорциональна темпе-
ратуре и обратно пропорциональна
давлению газа. Поскольку в нор-
мальных условиях температура Т
изменяется в довольно узких преде-
лах, положим ее постоянной, а в
дальнейшем будем вводить поправ-
ку, учитывающую изменение темпе-
ратуры.
При неизменной температуре
(2-9)
где А — постоянная, зависящая от
вида газа и от величины температу-
ры, принятой неизменной.
Так как чаСтицы газа в своем
тепловом движении двигаются бес-
порядочно. то действительные дли-
ны свободных пробегов могут силь-
но отличаться от средней. Поэтому,
если средняя длина свободного про-
бега недостаточна для накопления
необходимой для ионизации энер-
гии, это не означает, что ионизация
в газе будет вовсе отсутствовать.
Предположим, что из точки х = 0
вдоль оси х вылетело п0 частиц. По
мере продвижения вдоль оси х чи-
сло частиц п, не испытавших ни од-
ного столкновения с частицами га-
за, будет постепенно уменьшаться.
Общее число столкновений на пути
dx равно убыли числа нестолкнув-
шихся частиц dn. Если число выле-
тевших частиц достаточно большое,
то общее число столкновений на
пути dx равно:
где dx/X — число столкновений, ис-
пытанных каждой частицей.
Разделяя переменные и интегри-
руя по х от 0 до х и по п от п0 до п,
получаем:
п *
~—е
«о
(2-Ю)
Отношение п/пс представляет со-
бой долю частиц, пролетевших без
столкновения путь х или больший,
для которых, следовательно, факти-
ческая длина свободного пробега
равна или больше х. Поскольку все
частицы находятся в равных усло-
х
~ т
виях, величина е представляет
собой вероятность того, что дейст-
вительная длина свободного пробе-
га равна или больше х. Из этой за-
висимости следует, что свободный
пробег частицы всегда больше ну-'
ля, пробег, равный или больше сред-
него, частица имеет в 37% всех слу-
чаев. а пробег в 87. осуществляется
только после 3 000 последователь-
ных соударений. Вероятность пробе-
га в 87. не должна считаться очень
малой, если учесть, что при атмо-
сферном давлении и комнатной тем-
пературе на I см пути электрон ис-
пытывает всего около 15 000 столк-
новений.
Зная вероятность различных
длин свободного пробега, нетрудно
количественно оценить ионизацию.
осуществляемую электронами или
ионами.
'Назовем коэффициентом объем-
ной ионизации а число ионизаций,
совершаемых одним электроном на
пути в 1 см по направлению поля.
Для ионов можно ввести аналогич-
ный коэффициент р, но, как будет
видно из дальнейшего, ионизация,
осуществляемая ионами в объеме
газа, имеет второстепенное значе-
ние.
§ 2-3]
Коэффициент ударной ионизации электронами
23
При определении коэффициента
объемной ионизации обычно делают
следующие допущения:
а) принимается, что электрон
абсолютно не производит иониза-
ции, если его кинетическая энергия
меньше Wu, и что он ионизирует во
всех случаях, когда его энергия
больше или равна 1ГИ;
б) предполагается, что при каж-
дом соударении электрон отдает всю
свою энергию и новый пробег начи-
нает с нулевой скоростью.
в) траектория движения элек-
трона считается совпадающей с на-
правлением силовых линий элек-
трического поля.
Эти допущения являются весьма
грубыми, однако с их помощью
удается наглядно получить анали-
тическую формулу для определения
коэффициента а, которая при пра-
вильном подборе коэффициентов
дает удовлетворительное совпаде-
ние с экспериментом.
Если электрон пролетел без стол-
кновений путь х в электрическом
поле с напряженностью Е, то на-
копленная им к концу пути энергия
равна Eqx, где q — заряд электрона.
Для того чтобы столкновение элек-
трона с молекулой закончилось
ионизацией, необходимо выполне-
ние неравенства
Eqx IFU,
т. е. перед столкновением электрон
должен свободно пролететь путь
(2-”>
При средней длине свободного
пробега Л вероятность того, что элек-
трон пролетит перед столкновением
путь хв или больше, как было по-
_ *а
казано выше, равна е х . Общее же
число столкновений на единице пути
равно -у. Следовательно, число
ионизирующих столкновений на еди-
нице пути определяется произведе-
нием
а=±е~~. (2-12)
Учитывая (2-11) и (2-9) и обозна-
чая AUB = J3, можно получить:
Вр
а = Аре Е (2-13)
или в общем виде
-7=/(т)- (2-14)
Зависимость, определяемая
(2-14), полностью подтверждается
экспериментально и свидетельствует
о том, что Ьри неизменном отноше-
нии Е/р коэффициент ударной
ионизации электронами прямо про-
порционален давлению газа (при не-
изменной температуре). Что касает- 1
ся формулы (2-13), то она не яв-
ляется точной, так как была полу-
чена на основании весьма грубых
упрощений. Однако для относитель-
но небольших пределов изменения
Е]р удается подобрать значения ко-
эффициентов А и В таким образом,
чтобы формула давала удовлетвори-
тельное совпадение с результатом
непосредственных измерений. Та-
кие эмпирически подобранные зна-
чения коэффициентов для некото-
рых газов приведены в табл. 2-3, а
Рис. 2-2. Зависимость коэффициента объем-
ной ионизации электронами от напряжен-
ности поля и давления.
1 — воздух; 2—гелий; 3— аргон. Сплошные линии —
Вр
расчет по формуле ---= Ае с ; точки — ре-
Р
зультаты опытов Сандерса.
24
Основные процессы ионизации в газе
[Гл. 2
Таблица 2-3
для t — 20° С
Вр
U. р
Постоянные уравнения — = Ле
Газ Диапазон изменения Е!р, в/см-мм pm. cm. А. l/CM’MM pm. cm. В, bJcm’Mm pm. cm.
Воздух .... 20—150 8,5 250
150—160 14,6 365
Гелий .... 20—100 1,85 52
Аргон .... 20—150 4,8 90
четных и экспериментальных дан-
ных.
Зависимость коэффициента удар-
ной ионизации электронами от на-
пряженности поля для воздуха при
нормальных атмосферных условиях
(р = 760 мм рт. ст, / = 20° С) показа-
на на рис. 2-3, из которого следует,
что при напряженности поля менее
25—30 кв/см величина а весьма ма-
ла и ионизация в объеме практиче-
ски отсутствует. Например, при
£ = 20 кв/см электрон на пути 1,5 см
осуществляет только один акт иони-
зации, а при £=15 кв!см один акт
ионизации совершается на пути
100 см. Ионизация такой интен-
сивности, как мы увидим в даль-
нейшем, не может играть сущест-
венной роли в процессе формирова-
ния разряда.
Оценим удельный вес ионизации
в объеме, осуществляемом положи-
Рис. 2-3. Зависимость коэффициента а для
воздуха от напряженности электрического
поля при нормальных атмосферных усло-
виях (р=760 мм рт. ст., 7='20°С).
тельными ионами. Так как длина
свободного пробега иона приблизи-
тельно в 4 раза меньше, чем элек-
трона, в соответствии с (2-12) коэф-
фициент ударной ионизации иона-
ми р должен быть в -^-~13 раз
меньше а. Таким образом, при £ =
20 кв/см ион совершает один акт
ионизации не на пути 1,5 см, как
электрон, а на пути примерно 20 см.
Кроме того, известно, что скорость
движения ионов в электрическом
поле вследствие их значительно
большей массы приблизительно в
100 раз меньше скорости электро-
нов. Таким образом, ионизация
ионами будет осуществляться в
1 300 раз реже, чем электронами,
а следовательно, не может иметь
существенного значения.
2-4. ЛАВИНА ЭЛЕКТРОНОВ
Рассмотрим газовый промежуток
между двумя электродами и допу-
стим, что вблизи катода этого про-
межутка появился один электрон.
Если напряженность поля у катода
достаточно велика, то, летя к аноду,
электрон будет осуществлять удар-
ную ионизацию? Первое ионизирую-
щее столкновение с молекулой га-
за приведет к образованию еще од-
ного электрона, который также бу-
дет ионизировать. Поэтому при
следующем ионизирующем столкно-
вении число электронов увеличится
до четырех, затем до восьми и да-
лее будет расти в геометрической
прогрессии. Такой постепенно уси-
ливающийся поток электронов полу-
§ 2-4]
Лавина электронов
25
чил название лавины. Двигающиеся
электроны—оставляют позади себя
положительные ионы, которые пере-
мещаются к катоду приблизительно
в 100 раз медленнее, чем электро-
ны летят к аноду (при разрядных
напряженностях поля скорость элек-
тронов при атмосферном давлении
имеет порядок 2 • 107 см^сек, а ско-
рость положительных ионов около
2-105 см!сек).
Число электронов в головке ла-
вины нетрудно определить, если из-
вестен коэффициент объемной иони-
зации а и закон изменения напря-
женности электрического поля вдоль
траектории движения лавины. До-
пустим, что число электронов на
расстоянии х от катода возросло
до п. На пути dx каждый из этих
электронов производит adx иониза-
ций, а все электроны вместе па dx
ионизаций. Следовательно, увели-
чение числа электронов на пути dx
будет равно:
dn = па. dx или —=adx.
п
Интегрируя по п от 1 (начальный
электрон) до п, а по х от 0 до х,
получаем:
X
J a dx
п=е° . (2-15)
Для однородного поля, в кото-
ром напряженности во всех точках
одинаковы,
| п = еах.) (2-16)
Так, например, в однородном по-
ле при нормальных атмосферных
условиях и напряженности Е=
= 30 кв/см (а=11) возрастание
электронов в головке лавины по ме-
ре ее продвижения к аноду харак-
теризуется следующими данными:
г)
Рис 2-4. Искажение поля между плоскими
электродами объемными зарядами началь-
ной лавины.
лавины и распределение зарядов
в лавине должно быть резко нерав-
номерным.
При достаточно большом пробе-
ге заряды лавины приобретают за-
метную величину и могут сущест-
венно искажать электрическое поле
в пространстве между электродами.
На рис. 2-4,о показаны однородное
поле между плоскими электродами
и начальная лавина, распространяю-
щаяся от катода. На рис. 2-4,6
изображено примерное распре-
деление положительного и от-
рицательного объемных зарядов,
а на рис. 2-4,в дана продоль-
ная составляющая напряженности
создаваемого этими зарядами элек-
трического поля, причем за положи-
тельное направление принято на-
X, см 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
п 9 27 81 245 735 2 203 6 634 19 930 59 430
Следовательно, для х=1,0 см
более 60% всех электронов созда-
но на последнем миллиметре пути
правление напряженности внешнего
поля. Наконец, рис. 2-4,г показы-
вает результирующую напряжен-
26
Разряд в однородном поле
(Гл. 3
ность поля. Здесь характерным яв-
ляется резкий подъем напряженно-
сти перед головкой лавины и спад
напряженности поля позади голов-
ки. Такое искажение поля способст-
вует излучению лавиной фотонов,
обладающих большой энергией.
Известно, что рекомбинация ионов
происходит наиболее интенсивно при
небольшой скорости относительного
перемещения ионов разных знаков,
т. е. в слабых электрических полях.
Такие условия соблюдаются в обла-
сти пониженной напряженности по-
ля, где, следовательно, будут выде-
ляться фотоны с энергией, равной
энергии ионизации данного газа.
В области повышенной напряженно-
сти поля также будет происходить
интенсивное излучение, связанное
с возбуждением молекул и ионов и
переходом их в нормальное состоя-
ние. Энергия, освобождающаяся
при переходе в нормальное состоя-
ние возбужденных молекул, доста-
точна для осуществления ионизации
на поверхности катода или на по-
верхности содержащихся в воздухе
пылинок. Энергия, излучаемая пе-
реходящими в нормальное состоя-
ние возбужденными ионами, доста-
точна и для непосредственной иони-
зации в объеме газа. По мере про-
движения лавины к аноду, когда
создаваемое ею искажение поля
увеличивается, излучение лавины
делается все более интенсивным и,
как мы увидим в дальнейшем, на-
чинает оказывать существенное
влияние на дальнейшее прохожде-
ние разряда.
ГЛ ЛБА ТРЕТЬЯ
РАЗРЯД В ОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
3-1. ФОРМИРОВАНИЕ РАЗРЯДА.
УСЛОВИЕ САМОСТОЯТЕЛЬНОСТИ
Возникновение лавины и даже
пересечение ею всего расстояния
между электродами еще не озна-
чает пробоя промежутка и превра-
щения разряда в самостоятельный.
Действительно, канал лавины за-
полнен положительными ионами, и,
хотя движение этих ионов к катоду
и создает в промежутке ток, этот
ток прекращается после ухода на
катод всех ионов. Для возобновле-
ния ионизации необходимо образо-
вание нового электрона, и если этот
новый электрон может быть создан
только внешним ионизатором, раз-
ряд остается несамостоятельным и
сопровождается прохождением в
промежутке отдельных импульсов
тока, частота повторения которых
зависит только от интенсивности
внешнего ионизатора.
Для превращения разряда в са-
мостоятельный необходимо образо-
вание новых электронов (их обыч-
но называют вторичными) за счет
процессов, происходящих в самом
5 промежутке, и еще до того, как пер-
вая л-авина полностью прекратила
свое существование. Развитие пер-
вой лавины создает для этого бла-
гоприятные условия. Вторичные
электроны могут создаваться под
действием:
а) бомбардировки катода соз-
данными лавиной положительными
ионами;
б) фотоионизации на катоде,
осуществляемой излучением началь-
ной лавины;
в) фотоионизации в объеме за
счет излучения начальной лавины.
При различных давлениях газа
удельный вес этих процессов будет
различным. Ионизация на поверх-
ности катода положительными
ионами происходит довольно интен-
сивно. В среднем один электрон вы-
бивается с поверхности после уда-
ра нескольких десятков ионов. Но
при атмосферном давлении этот
процесс является весьма медлен-
ным. Так как большая часть ионов
сосредоточена в головке лавины,
для осуществления ионизации на ка-
§ 3-1]
Формирование разряда. Условие самостоятельности
27
тоде они должны пересечь практи-
чески весь промежуток между элек-
тродами. Даже при небольшом рас-
стоянии между электродами s =
= 1 см, на это требуется время по-
рядка 5 мксек. При уменьшении
давления скорость ионов пропор-
ционально увеличивается (если на-
пряженность поля сохраняется неиз-
менной) и поэтому для ионизации
на катоде требуется меньшее время.
Фотоионизация на катоде для свое-
го развития не требует такого боль-
шого времени, так как фотоны
распространяются со скоростью све-
та. Но при увеличении давления эф-
фективность фотоионизации на ка-
тоде должна уменьшаться, так как
значительная часть фотонов погло-
щается молекулами газа или рас-
сеивается в окружающее простран-
ство. Фотоионизация в объеме мо-
жет осуществляться фотонами со
значительно большими энергиями,
чем ионизация на поверхности. По-
этому для ее возникновения необхо-
димо значительно большее искаже-
ние внешнего поля объемными за-
рядами лавины, а следовательно, и
большая величина этого заряда.
Зато этот вид ионизации происходит
наиболее интенсивно при высоких
давлениях газа.
Из этих рассуждений следует,
что при низких давлениях газа наи-
большее значение имеют процессы
на катоде, которые начинаются при
меньших напряжениях между элек-
тродами, чем ионизация в объеме.
При больших давлениях фотоиони-
зация на катоде маловероятна, а
ионизация положительными ионами
требует слишком большого времени,
поэтому основную роль начинает
играть объемная фотоионизация.
Рассмотрим вначале случай по-
ниженных давлений и найдем усло-
ипегпри котором разряд превра-
щается в самостоятельный, т. е.
может поддерживаться при отсут-
ствии внешнего ионизатора. Для
наглядности рассуждения предпо-
ложим, что ионизация на катоде
осуществляется только положитель-
ными ионами, и назовем коэффи-
циентом поверхностной ионизации
у число электронов, выбиваемых из
Катода в .среднем при ударе одного
иона. ——
В начальной лавине, после того
как она прошла путь s, содержится
eas электронов и eas — 1 ионов. Для
того чтобы удары всех этих ионов
о катод привели к появлению на ка-
тоде одного нового электрона, необ-
ходимо выполнение условия
Y(e“s-l)=l. (3-1)
Это равенство и является усло-
вием самостоятельности разряда
в однородном поле при пониженном
давлении. Действительно,ТГбИЙзацпя
в промежутке была начата одним
свободным электроном, образовав-
шим начальную лавину. Равенство
(3-1) показывает, что в результате
вторичных процессов после пересе-
чения начальной лавиной всего про-
межутка на катоде снова появился
свободный электрон, следовательно,
ионизация может продолжаться
с той же интенсивностью без всяко-
го участия внешнего ионизатора.
Следует иметь в виду, что вели-
чина у (eas—1) очень быстро изме-
няется при изменении напряженности
поля, а следовательно, и напряже-
ния между электродами. Например,
приняв у =0,02 и s = 1 см, полу-
чим, что для осуществления условий
самостоятельности коэффициент а
должен иметь величину а = -у!п( 1+
-j--^-')==4,0, что, например, при дав-
лении /?=10 мм pm. cm. соответ-
ствует напряженности поля Е =
= 1 000 ejcM, которую можно опре-
делить по формуле
jil
вр 365-10
Е Е
а = Аре =10-14,6 =
= 146
~Е~
3 650
откуда Д=—. Если напряжен-
,ПТ
ность поля изменится всего на 5°/0,
28
Разряд в однородном поле
( Гл. 3
то а увеличится до 4,7, т. е. на 8Р/0
а у(е“— 1) сделается равной 2,15,
т. е. возрастет более чем в 2 раза.
Поэтому практически при выполне-
нии условия самостоятельности
разряда количество вторичных элек-
тронов в промежутке непрерывно
возрастает и ыр^ые лавины обра-
зуются, когда ^положительные за-
ряды предыдущих лавин еще не
успели уйти на катод. В результате
отрицательные заряды новых ла-
вин перемешиваются с положитель-
ными зарядами предыдущих лавин
и все пространство между электро-
дами заполняется плазмой, после
чего можно считать формирование
разряда завершенным (в данном
случае это будет тлеющий разряд,
так как рассматривается процесс
при низком давлении). Таким обра-
зом, образование тлеющего разря-
да требует относительно большого
времени, так как связано с много-
кратным пересечением положитель-
ными зарядами промежутка между
электродами.
Условие самостоятельности раз-
ряда при низких давлениях часто
выводят также и следующим обра-
зом. Допустим, что под действием
внешнего ионизатора с 1 см2 поверх-
ности катода ежесекундно освобож-
дается н0 электронов. Образуя ла-
вины, эти «о электронов оставляют
в пространстве положительные
ионы, которые, доходя до катода,
выбивают из него дополнительное
количество электронов. Следова-
тельно, общее количество вылетаю-
щих из катода электронов возросло,
в пространстве образовалось увели-
ченное количество положительных
ионов, и число электронов на като-
тоде увеличится еще больше. Пред-
положим, что процесс будет иметь
установившееся состояние, и обо-
значим через пк общее число элек-
тронов, вылетающих в установив-
шемся режиме с 1 см2 поверхности
катода каждую секунду, а через
Ди — добавочное число электронов,
освобождаемых положительными
ионами. Тогда
пй = п04~ Д«-
Если с катода вылетело пк электро-
нов, то до анода их долетит
»а=пк<?“
а число образованных при этом ионов
будет равно nK(eas—1). Следова-
тельно,
4« = Y«K(e“s —1);
«K = Y«K(e“s— l)4-n0
или
п„
1)'
Количество электронов, долетевших
до анода,
Если умножить
части^на заряд
плотности тока
левую и правую
электрона, получим
---------, (3-2)
1-т(г“-1)
где /о — плотность тока, создавае-
мая внешним ионизатором (соответ-
ствует режиму насыщения на
рис. 1-1).
Из полученной формулы следу-
ет, что при выполнении условия
самостоятельности разряда плот-
ность тока неограниченно возра-
стает при любой интенсивности
внешнего ионизатора. Это соответ-
ствует резкому скачку тока на
рис. 1-1, т, е. пробою промежутка.
Так как всегда е“5>1, условие
самостоятельности разряда при низ-
ких давлениях можно записать сле-
дующим образом:
Те"«1. (3-3)
При высоких давлениях форми-
рование разряда будет происходить
по-другому. Поверхностная иониза-
ция на катоде теряет свое опреде-
ляющее значение, и основным
источником образования вторичных
электронов становится фотоиониза-
ция в объеме газа. Если напряжен-
ность поля достаточно велика, объ-
емный заряд лавин значителен и со-
здает существенное искажение внеш-
§ 3-1]
Формирование разряда. Условие самостоятельности
29
Рис. 3-1. Возникновение и развитие анодного стри-
мера.
I — начальная лавина; 2 — вторичные лавины; 3 — скопление
положительных зарядов на головке стримера; 4 — анодный
стример.
Рис. 3-2. Развитие
разряда в одно-
родном поле при
напряжении выше
начального.
него поля, канал лавины начинает
испускать~большое количество фо-
' тонов еще до того, как пбложитель-
ные ионы начальной лавины уйдут
на катод. Образованные этими фо-
тонами вторичные электроны дадут
начало новым лавинам, электроны
которых будут притягиваться объем-
ным положительным зарядом, рас-
положенным в головке начальной
лавины (рис. 3-1,а). В пространст-
ве, заполненном объемными заря-
дами, средняя напряженность поля
невелика, поэтому большое количе-
ство проникших туда электронов
превращается в отрицательные ионы,
и в месте расположения положи-
тельного объемного заряда обра-
зуется канал, заполненный плаз-
мой — так называемый стример
(рис. 3-1,6).
Канал стримера является прово-
дящим (плазма обладает тем боль-
шей проводимостью, чем больше
ионов содержится в единице ее объ-
ема), поэтому на_его конце создаёт -
с я ловышеиная. наиряженность поля
Между тем продолжающаяся фото-
ионизация в объеме приводит к об-
разованию все новых лавин, которые
двигаются в направлении наиболее
сильного поля, т. е. к головке стри-
мера. Электроны этих лавин уходят
в канал стримера, а ионы создают
вблизи его головки объемный поло-
жительный заряд, который притяги-
вает последующие лавины, пре-
вращающие его в плазму (рис. 3-1,6
и в). Таким образом, канал стри-
мера постепенно удлиняется, про-
растая к катоду, причем этот процесс
идет со все возрастающей скоро-
стью, так как напряженность поля
на головке стримера по мере его
продвижения в глубь промежутка
непрерывно увеличивается. После
пересечения стримером всего про-
странства между электродами про-
бой можно считать завершенным,
так как в промежутке образовался
скйозной проводящий канал, запол-
ненный плазмой (рис. 3-1,г).
Если напряженность поля между
электродами увеличить, то достаточ-
ное для возникновения фотоиониза-
ции в объеме искажение поля на-
ступает еще до того, как начальная
лавина пересечет весь промежуток
между электродами (хк<$). В этом
случае вторичные электроны возни-
кают не только позади головки на-
чальной лавины, но и перед ней
(рис. 3-2). В промежутке одновре-
менно развивается несколько лавин,
каждая из которых должна пройти
только часть расстояния между
электродами, поэтому время разви-
тия разряда существенно умень-
шается.
Очевидно, что при минимальном
напряжении, при котором еще воз-
можен пробой промежутка, начали-
30
Разряд в однородном поле
{ Гл. 3
ная лавина успевает пересечь все
пространство между электродами.
Для того чтобы при этом возникла
достаточно интенсивная фотоиони-
зация в объеме, необходима опреде-
ленная степень искажения внешнего
поля, т. е. определенная величина
заряда начальной лавины. Заряд
начальной лавины пропорционален
числу электронов в ее головке, т. е.
величине Поэтому условие обра-
зования стримера, а следовательно,
и условие пробоя в однородном поле
можно записать следующим обра-
зом:
= const.
Нетрудно видеть полную анало-
гию этого равенства с написанным
ранее условием самостоятельности
разряда при пониженных давлениях
газа (3-3). Поэтому для любых дав-
лений условие самостоятельности
разряда имеет одинаковый внеш-
ний вид:
as=inv- <зл)
5 Но при этом необходимо помнить,
что коэффициент у при разных дав-
лениях имеет не только различные
численные значения, но и различ-
ный физический смысл. При пони-
женных давлениях он отражает
вторичную ионизацию на поверхно-
сти катода, а при высоких давле-
ниях— вторичную объемную фото-
ионизацию.
Принципиальная разница между
развитием разряда при низких и
высоких давлениях стала очевидной
относительно недавно. Вначале со-
зданную английским ученым Таун-
сендом для низких давлений газа
теорию автоматически распростра-
няли и на высокие давления, полу-
чая при этом приемлемые резуль-
таты, что следует из аналогии внеш-
него вида условия самостоятель-
ности разряда в этих двух слу-
чаях. Накопление эксперименталь-
ных данных по механизму формиро-
вания разряда показало, однако,
что физические основы теории Та-
унсенда неприменимы к высоким
давлениям, в результате чего была
Рис. 3-3. Схематическое устройство камеры
Вильсона.
I - подсвечивающий искровой промежуток: 2 —
кварцевое окно; 3 — электроды; 4 — стеклянный
цилиндр; 5 — поршень.
разработана так называемая стри-
мерная теория разряда, на основе
которой и велось изложение в на-
стоящем параграфе. Значительная
часть экспериментальных данных,
на которых основывалась стример-
ная теория, была получена с по-
мощью камеры Вильсона, схемати-
ческое устройство которой показано
на рис. 3-3. Стенками камеры слу-
жит прозрачный стеклянный ци-
линдр, вместе с электродами 3 обра-
зующий герметически закрытый со-
суд, заполняемый насыщенными
парами воды. После того как к
электродам подведено напряжение,
зажигание разряда в камере осу-
ществляется с помощью искрового
промежутка 1, разряд между элек-
тродами которого приводит к воз-
никновению коротковолнового излу-
чения, проникающего в камеру че-
рез кварцевое окно 2. Одновремен-
но с разрядом промежутка / осу-
ществляется опускание поршня 5,
благодаря чему в камере создаются
разрежение и интенсивная конден-
сация паров вокруг образованных
в камере ионов. Таким образом,
значительные скопления ионов, на-
пример в канале лавины, становятся
видимыми и их можно фотографи-
ровать через стенки камеры.
На рис. 3-4 показаны образцы
фотографий начальных лавин. Как
видно, в промежутке одновременно
может быть образовано большое
количество начальных лавин, число
которых определяется интенсив-
ностью внешнего ионизатора.
Стадия разряда, изображенная
на рис. 3-5, характеризуется резким
§ 3-2 j
Разрядное напряжение. Закон Пашена
31
Рис 3-4. Фотографии началь-
ных лавин, полученные в каме-
ре Вильсона. Анод расположен
вверху; давление 270 мм рт. ст.;
напряженность поля 10,5 кв!см.
Разница в длительности разви-
тия лавин на снимках а и б
составляет 1 1(Г 7 сек.
возрастанием интенсивности иони-
зации в головке лавины, которое
сопровождается увеличением плот-
ности ионов и расширением канала.
Эта стадия соответствует образова-
нию стримера, который затем начи-
нает удлиняться по направлению
к аноду. Отдельные этапы удли-
нения стримера показаны на фото-
графиях рис. 3-6.
Все перечисленные эксперимен-
ты делались при относительно боль-
ших давлениях газа порядка 0,3 ат,
когда формирование разряда опре-
деляется объемной фотоионизацией
и плотность ионов в канале обра-
зующегося стримера велика. При
этом оказывается большой проводи-
мость стримера, а напряженность
Рис. 3-5. Фотография мо-
мента перехода началь-
ной лавины в стример.
Давление 273 мм рт. ст.;
напряженность поля
12 кв/см.
i
Рис. 3-6. Последовательные стадии разви-
тия анодных стримеров.
поля вдоль его оси, наоборот, малой.
Вследствие этого развивающийся
стример уменьшает напряженность
поля в окружающем его простран-
стве (эффект экранирования), при-
чем этот эффект увеличивается
с ростом длины стримера. Элек-
тронные лавины, напряженность
поля в канале которых весьма ве-
лика, не оказывают заметного
влияния друг на друга и продвиже-
ние к аноду одной лавины отнюдь
не препятствует возникновению и
движению новых лавин в произ-
вольных местах межэлектродного
пространства. Напротив, развитие
стримера из одной лавины препят-
ствует образованию других стриме-
ров и тем сильнее, чем дальше этот
стример продвинулся. Это весьма
отчетливо видно на рис. 3-6, на ко-
тором при малой длине стримера их
образовалось три, затем только два.
а весь промежуток всегда пересе-
кает только один стример, осталь-
ные отмирают, так как пониженная
напряженность поля препятствует
их дальнейшему развитию.
Это обстоятельство и является
объяснением того, что при низких
давлениях разряд занимает все про-
странство между электродами,
а при высоких давлениях развивает-
ся в виде узкого канала, совпадаю-
щего с траекторией развития одно-
го из стримеров.
3-2. РАЗРЯДНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ.
ЗАКОН ПАШЕНА
Для определения разрядного на-
пряжения используем полученное
условие самостоятельности разряда
as = ln-^-, аналитическое выраже-
32
Разряд в однородном поле
[Гл. 3
ние для коэффициента объемной иони-
Вр
. Е
зации электронами о. = Аре
и связь между напряжением и на-
пряженностью поля к =—. Из этих
трех соотношений нетрудно полу-
чить:
Bps
Apse U = in -у-
B полученную формулу входит
коэффициент у, определить который
на основании теоретических сообра-
жений весьма затруднительно, тем
более, что его величина должна за-
висеть от давления, температуры,
напряженности поля, а при низких
давлениях еще и от материала ка-
тода. Поэтому коэффициент у обыч-
но определяют экспериментально.
При низких давлениях коэффици-
ент у можно определять путем из-
мерения тока в промежутке и сопо-
ставления его с теоретической фор-
мулой (3-2) или путем сравнения
опытных и расчетных величин раз-
рядного напряжения. Оба эти ме-
тода дают близкие результаты и
позволили установить, что для воз-
духа коэффициент у равен 0,02—
0,025 ^ln-i-=3,7—4,о). При вы-
соких давлениях основным методом
является сопоставление опытных и
расчетных значений разрядного на-
пряжения.
В табл. 3-1 приведены расчет-
ные значения разрядного напряже-
ния промежутков s=l,2 и 3 см при
нормальных атмосферных условиях
для различных величин коэффи-
пиента in у. 11ри расчетах при-
няты в соответствии с данными
табл. 2-3 значения постоянных А —
= 8,5 1/сМ'Мм рт. ст. и В =
= 250 в)см • мм рт. ст. В этой же
таблице приведены результаты
экспериментального определения
разрядного напряжения в проме-
жутке между плоскими электро-
дами.
Сравнение расчетных и экспери-
ментальных данных показывает,
что удовлетворительное совпадение
для всех приведенных расстояний
между электродами Фмеет место
при 1пу=20. Поэтому для атмо-
сферного и более высоких давлений
условие самостоятельности разряда
часто записывают в виде:
as = 20. (3-6)
Равенство as = 20 соответствует
минимальному необходимому для
осуществления разряда напряже-
нию U0- При возрастании напряже-
ния, например, до величины
стример образуется уже после про-
бега начальной лавиной пути
xK<s, причем пробег хк опреде-
ляется условием aiXK=20, где ai —
значение коэффициента ионизации,
соответствующее напряжению (Л.
Если воспользоваться аналитиче-
Таблица 3-1
Разрядные напряжения в однородном поле при нормальных
атмосферных условиях (р = 760 мм pm. cm., t = 20° С)
S. см Разрядное напряжение, кв (расчет) Разрядное напряжение, кв (измерено) Разрядная напряженность. кв[см
Значения коэффициента 1п~-
10 15 20 25
1 29,5 31.3 32,8 34,2 31,35 31,35
2 53 56 58,5 61 58,7 29,35
3 75 79,5 83 86 85,8 28,6
§ 3-2]
Разрядное напряжение. Закон Пашена
33
ской формулой для коэффициента
а, то можно написать:
Bps Bps
л 1
Apse = Архке
следовательно,
_ BPS 1
^- = е U°\ Vl ’
s
Например, при нормальном дав-
лении и 5 = 2 см С7о=58,5 кв. Увели-
чение напряжения всего на 25%
приводит к тому, что условие само-
стоятельности разряда осуществ-
ляется после пробега начальной ла-
виной пути хь-'-0,2 5.
Из табл. 3-1 следует, что раз-
17 <4
рядная напряженность £0 = —2- в од-
нородном поле при нормальных
атмосферных условиях имеет вели-
чину порядка 30 кв]см, но убывает <
с увеличением расстояния. Это убы-
вание напряженности является пря-
мым следствием условия самостоя-
тельности разряда (3-6), которое
выполняется, если электрон на всем
пути между электродами совершит
около 20 ионизаций. Для выполне-
ния этого условия при возрастании
расстояния между электродами тре-
буется все меньшая величина ко-
эффициента а, а следовательно, и
f напряженности поля. Но так как
при изменении напряженности а
изменяется очень сильно, убывание
разрядной напряженности при уве-
личении расстояния происходит
весьма медленно.
Формула (3-5) редко использу-
ется для расчетов. В гл. 6 будут
приведены гораздо более удобные
и дающие лучшие результаты эмпи-
рические зависимости. Однако по-
лученное нами выражение имеет
принципиально важное значение.
Прежде всего следует отметить, что
давление и расстояние входят
в (3-5) только в виде произведения.
Это обстоятельство является мате-
матическим выражением установ-
i ленного экспериментально закона
Пашена, который гласит:
Рис. 3-7. Зависимость разрядного напряже-
ния в однородном поле от произведения ps
для некоторых газов.
При неизменной температуре
разрядное напряжение в однород-
ном поле-является функцией произ-
ведения давления газа на расстоя-
ние между электродами.
В общем виде закон Пашена мо-
жет быть записан следующим обра-
зом:
U0=f(ps). (3-7)
Опытные зависимости разрядно-
го напряжения от ps Для различных
газов приведены на рис. 3-7. Как
видно, при уменьшении ps разряд-
ное напряжение сначала умень-
шается, проходит через минимум,
а затем снова возрастает. Для воз-
духа минимум наступает при
(Ps)o = O,57 см • мм рт. ст., что при
расстоянии s=l см соответствует
давлению 0,57 мм рт. ст., т. е. значи-
тельно ниже атмосферного. При та-
ких низких давлениях, как указы-
валось выше, основную роль играют
процессы на катоде, и постоянные
формулы (3-5) имеют следующие
приближенные значения Л =
= 14,6 1/см-мм рт. ст., В =
= 365 в/см • мм рт. СТ., 1пу га 4.
Наличие минимума в кривой раз-
рядного напряжения нетрудно объяс-
нить с помощью рассмотренной тео-
рии газового разряда. На основании
этой теории для осуществления
условия самостоятельности разряда
необходимо, чтобы электрон на пути
между электродами совершил вполне
определенное число ионизаций as —
3—314
34
Разряд в однородном поле
[Гл. 3
Рис. 3-8. Зависимость общего числа иониза-
ций, осуществляемых электроном на пути s,
от произведения ps при различных напря-
жениях между электродами. Температура
t=20° С.
равно 270 в, что близко к экспери-
ментальным данным.
До сих пор при всех рассужде-
ниях температура считалась неизмен-
ной. Для того чтобы оценить влия-
ние температуры на разрядное напря-
жение, вернемся к (2-8) и (2-9), от-
ражающим зависимость длины сво-
бодного пробега от давления и тем-
пературы газа. При изменяющейся
температуре вместо (2-9) следует
написать:
= .(3-8)
где 7'о = 293°К (20° С) — температу-
ра, принятая неизменной при пре-
дыдущих расчетах.
Аналогично вместо постоянной
В в (2-13) при изменяющейся тем-
пературе будем иметь;
В,=В^-. (3-9)
= 1п-^-. С другой стороны, в соот-
ветствии с полученной приближенной
формулой для коэффициента ударной
ионизации электронами число иони-
— Bps
заций равно as = Apse V° . В этом
выражении Aps означает общее число
столкновений, испытываемых элек-
bps
W
троном на пути s, а е — вероят-
ность того, что столкновение закон-
чится ионизацией. Общее число стол-
кновений электрона при увеличении
ps монотонно возрастает, а вероят-
ность ионизации, наоборот, убывает
(либо вследствие уменьшения длины
свободного пробега, если растет дав-
ление, либо из-за уменьшения напря-
женности поля, если увеличивается
расстояние между электродами). По-
этому as имеет максимум, как это
показано на рис. 3-8, и необходимое
для разряда число ионизаций при
данном напряжении может быть до-
стигнуто при двух значениях ps.
Минимальное разрядное напряже-
ние имеет место при (as)M = —- =
— In— и для воздуха по расчету
Поэтому вместо (3-5) для опре-
деления разрядного напряжения по-
лучим:
(3-10)
или в общем виде:
Таким образом, при увеличении
температуры разрядное напряже-
ние изменяется так же, как при
уменьшении давления. Отношение
р/Т пропорционально плотности
газа. Если плотность газа при нор-
мальных атмосферных условиях
(р = 760 мм рт. ст., / = 20° С) при-
нять равной единице, то относи-
тельная плотность газа при любых
других атмосферных условиях будет
равна:
8 =0,386^. (3-12)
р„ Т ' т
На основании (3-12) и (3-11) можно
написать:
(3-13)
§ 4-1]
Слабонеоднородные и резконеоднородные поля
35
Таблица 3-2
Поправочный коэффициент на относительную плотность воздуха
& 0.70 0.75 0.80 0.85 0.90 0.95 1.00 1,05 1.10 1.15 X
k 0,72 0,77 0,82 0.86 0.91 0.95 1,00 1.05 1,09 1,1.3.
и в общем случае сформулировать
закон Пашена следующим образом:
В однородном поле разрядное на-
пряжение является функцией про-
изведения расстояния между элек-
тродами на относительную плот-
ность газа.
При малых изменениях плотно-
сти газа зависимость (3-13) прак-
тически линейна (в области высо-
ких 'давлений). Поэтому, если, на-
пример, известно разрядное напря-
жение при нормальных атмосфер-
ных условиях ЙОн, то разрядное на-
пряжение при других условиях при-
близительно равно:
Е'о=^о,А (3-14)
При больших отклонениях отно-
сительной плотности газа от нор-
мальной разрядное напряжение
определяется по формуле
(Д>=(Л)н^\ (3-15)
где поправочный коэффициент k
находится из табл. 3-2.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
РАЗРЯД В НЕОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
4-1. СЛАБОНЕОДНОРОДНЫЕ
И РЕЗКОНЕОДНОРОДНЫЕ ПОЛЯ
Характерной особенностью не-
однородного поля является неравно-
мерное распределение напряженно-
сти в пространстве между электро-
дами. Если электроды имеют оди-
I паковую форму, то на поверхности
электродов напряженность поля
имеет максимальное значение, а в
середине промежутка — минималь-
ное. При разной форме электродов
наибольшую величину напряжен-
ность поля имеет на поверхности
электрода с меньшим радиусом
кривизны, а область минимальной
напряженности смещается к проти-
воположному электроду.
Степень неоднородности поля
можно характеризовать отношением
максимальной напряженности поля
£м к средней £ср = -^-. Для одно-
£
родного поля коэффициент k =
Дср
равен единице, а в неоднородных
полях он увеличивается при увели-
чении расстояния между электрода-
ми и уменьшении их радиуса кривиз-
ны. В качестве примера па рис. 4-1
показана зависимость коэффициен-
та неоднородности поля от радиуса’
внутреннего цилиндра цилиндриче-
ского конденсатора с неизменным'
радиусом наружного цилиндра R=
= 10 см, а на рис. 4-2— зависимость
коэффициента k от расстояния меж-
ду двумя шарами диаметром £> =
= 20 см.
Неоднородность поля может ока-I
зывать существенное влияние на ха-
рактер развития разряда. На
рис. 4-3,0 показано изменение на-
пряженности поля вдоль силовой
линии цилиндрического конденсато-.
ра при различных радиусах внут-
реннего цилиндра, а на рис. 4-3,6 —
соответствующие величины коэффи-
циента ударной ионизации. Напря-
жения во всех трех случаях подо-
браны таким образом, чтобы вели-
чины напряженности поля на по-
3*
36
Разряд в неоднородном поле
[Гл. 4
Рис. 4-1. Зависимость коэффициента неод-
Ем
нородности поля к = -р— от радиуса внут-
Сср
реннего цилиндра г цилиндрического кон-
денсатора с неизменным радиусом наруж-
ного цилиндра /?= 10 см.
верхности внутреннего цилиндра
были одинаковыми. Из графиков
рис. 4-3 следует, что при очень не-
большой неоднородности поля (г=
= 8 см) коэффициент объемной ио-
низации сохраняет значительную
величину на всем пути между элек-
тродами. При несколько большей
неоднородности поля (г=5 см)
имеется довольно значительная
часть пространства, в которой коэф-
фициент объемной ионизации пре-
небрежимо мал. Наконец, при
очень сильной неоднородности поля
(г=0,65 сл!) ударная ионизация
электронами может происходить
только в узком слое газа вокруг
внутреннего цилиндра.
В соответствии с этим в проме-
жутке с неоднородным полем воз-
можны три основных случая воз-
’Рис. 4-2. Зависимость коэффициента неод-
им
нородности поля k = -g— от расстояния s
между двумя шарами диаметром £>=20 см.
Рис 4-3. Напряженности поля и коэффи-
циенты объемной ионизации а в цилиндри-
ческом конденсаторе с радиусом наружного
цилиндра D = 20 см.
/ — г=0,6 см, (7=52 кз; 2 — г=5 см. U=W4 кв;
3 — г=8 см, (7=54 кв.
никновения самостоятельного раз-
ряда:
1. Начальная лавина пересекает
весь промежуток и после этого обра-
зуется анодный стример (как в одно-
родном поле). Такие условия имеют
место, например, в промежутке
между двумя шарами при —
А,
и в цилиндрическом конденсаторе при
2. Начальная лавина пересекает
только часть промежутка, но после
образования стримера напряжен-
ность поля в оставшейся непроби-
той части промежутка обеспечивает
распространение этого стримера
вплоть до противоположного элек-
трода.
3. Начальная лавина пересекает
незначительную часть всего проме-
жутка, и образовавшиеся стримеры
не могут распространиться до про-
тивоположного электрода. Самосго-
§ 4-2]
Условие самостоятельности разряда в слабонеоднородом поле
37
ятельный разряд, который охваты-
вает только часть промежутка, при-
легающую к электроду с малым ра-
диусом кривизны, называется ко-
ронным разрядом. Поскольку часть
пространства остается неионизиро-
ванной, между электродами не воз-
никает сплошной проводящий путь
и ток в промежутке не может до-
стигнуть таких больших величин,
как при полном пробое. Для осуще-
ствления полного пробоя промежут-
ка в этом случае необходимо на-
пряжение между электродами под-
нять значительно выше напряжения
зажигания самостоятельного раз-
ряда.
Поля, соответствующие первым
двум случаям разряда, принято на-
зывать слабонеоднородными. В сла-
бонеоднородных полях корона не
возникает и выполнение условий
самостоятельности разряда всегда
приводит к полному пробою проме-
жутка. Третий случай соответствует
резконеоднородным полям, в кото-
рых пробивное напряжение может
быть значительно больше напряже-
ния появления короны, и сильно
сказывается влияние полярности
электродов.
Установить четкую границу меж-
ду этими двумя видами неоднород-
ных полей трудно. Можно принять,
что для слабонеоднородных полей
коэффициент неоднородности й<2,
а характерные особенности разви-
тия разряда в резконеоднородных
полях начинают четко проявляться
при fe>4.
4-2. УСЛОВИЕ САМОСТОЯТЕЛЬНОСТИ
РАЗРЯДА В СЛАБОНЕОДНОРОДНОМ
ПОЛ Е.
ЗАКОН ПОДОБИЯ РАЗРЯДОВ
Как указывалось выше, в слабо-
неоднородных полях возникновение
стримера обеспечивает полный про-
бой промежутка. Поэтому условие
образования стримера (условие са-
мостоятельности), так же как и
в однородном поле, одновременно
является и условием пробоя. Так
как в неоднордном поле коэффи-
циент ударной ионизации а изме-
няется вдоль силовых линий, то
вместо (3-3) условием самостоя-
тельности разряда будет:
2
Jadx=const, (4-1)
I
где интегрирование ведется вдоль
наиболее короткой силовой линии от
одного электрода до другого. Вели-
чина постоянной в этом уравнении
должна быть близка к постоянной
уравнения (3-3), т. е. иметь поря-
док 20. Однако получить для неод-
нородного поля аналитическую фор-
мулу разрядного напряжения мож-
но только в немногих частных слу-
чаях, поэтому ограничимся уста-
новлением общей закономерности,
являющейся обобщением закона
Пашена для случая неоднородного
поля. Эта зависимость носит назва-
ние закона подобия разрядов и мо-
жет быть сформулирована следую-
щим образом:
В слабонеоднородном поле раз-
рядное напряжение является функ-
цией произведения относительной
плотности воздуха на расстояние
между электродами (или другой
геометрический размер) и отноше-
ния к расстоянию (или к этому гео-
метрическому размеру) всех осталь-
ных определяющих геометрических
размеров промежутка:
= (4-2)
Например, для цилиндрического
конденсатора, у которого из трех
геометрических размеров (радиусы
цилиндров г и R и расстояние меж-
ду электродами s) определяющими
являются любые два размера, закон
подобия разрядов может быть за-
писан несколькими способами
4); = 4)
И т. д.
Если, изменяя расстояние между
электродами, одновременно изме-
нять и размеры самих электродов
таким образом, чтобы отношение
основных размеров, определяющих
gg Разряд в неоднородном поле
I Гл. 4
Рис. 4-4. К доказательству закона подобия
разрядов.
конфигурацию поля, оставалось по-
стоянным, т. е. использовать гео-
метрически подобные промежутки,
то разрядное напряжение будет
функцией только 6s. Следовательно,
если в геометрически подобных про-
межутках при неизменной темпера-
туре изменять давление обратно
пропорционально изменению геомет-
рических размеров, то разрядное
напряжение останется постоянным.
Рассмотрим два геометрически
подобных цилиндрических конденса-
тора (рис. 4-4), отношения соответ-
ствующих геометрических размеров
/ г, R, s, \
которых равны al — =-^ — ~ = а )
\ r2 А2 S2 J
и давления газа в которых обратно
пропорциональны их геометрическим
f Pi 1 \
размерам (—=—), так что
PiSt = p2s2. (4-3)
Допустим, что к промежуткам
приложены одинаковые напряжения.
Тогда в подобных точках промежут-
ков напряженности поля
Е, =^-
1 а
и коэффициенты ударной ионизации
Число ионизаций на пути между
электродами в первом промежутке
Я|
«1 — f a.xdx.
Проведя замену переменных ин-
х,
тегрировання х8=-^-, получаем;
Мы получили, что числа ионизаций
в обоих промежутках при одинако-
вых напряжениях равны друг дру-
гу, следовательно, и условие само-
стоятельности разряда (4-1) вы-
полняется при одном и том же на-
пряжении.
Закон подобия разрядов пока-
зывает, что, как и в однородном
поле, эффективным средством уве-
личения электрической прочности
промежутка со слабонеоднородным
полем является повышение давле-
ния газа.
В гл. 4 будут приведены опыт-
ные зависимости и эмпирические
формулы для определения разряд-
ных напряжений в различных про-
межутках. Структура всех эмпири-
ческих формул для слабонеоднород-
ных полей должна соогвествовать
закону подобия разрядов, который,
таким образом, играет важную роль
при обобщении результатов экспе-
риментального определения разряд-
ных напряжений.
4-3. РАЗРЯДЫ
В РЕЗКОНЕОДНОРОДНОМ ПОЛЕ./7
ВЛИЯНИЕ ПОЛЯРНОСТИ
В однородных полях при напря-
жении меньше разрядного иониза-
ция в промежутке практически от-
сутствует. Действительно, в поле
плоского конденсатора с расстоя-
нием между электродами s = 3 см
разрядная напряженность равна
28,6 кв)см и при этом коэффициент
ударной ионизации электронами
а = 8,5 (рис. 2-3). При напряжении
всего на 10% ниже разрядного
коэффициент объемной ионизации
уменьшается в 2,0 раза, а число
§ 4-3]
Разряды в резконеоднородном поле. Влияние полярности
39
электронов в лавине более чем
в 104 раз. Поэтому начальная л.а-
вина в однородном поле развивает-
ся практически при отсутствии
объемного заряда. Приблизительно
такие же условия имеют место и
в слабонеоднородном поле.
В резконеоднородных полях
условия развития разряда совер-
шенно другие. Например, в цилин-
дрическом конденсаторе с радиусом
наружного цилиндра /? = 5 см и ра-
диусом внутреннего цилиндра г—
= 0,1 см разрядное напряжение рав-
но 90 кв, а напряжение появления
короны около 30 кв, что соответ-
ствует напряженностям поля на по-
верхности внутреннего цилиндра
соответственно 230 и 77 кв]см. По-
этому даже при напряжении в 2 ра-
за меньше коронного и в 6 раз
меньше разрядного напряженность
поля на поверхности внутреннего
цилиндра превышает 30 кв]см, а ко-
эффициент ударной ионизации элек-
гронами имеет порядок 50. Если на-
пряжение между электродами уве-
личивается достаточно медленно, то
еще задолго до образования коро-
ны в непосредственной близости от
внутреннего цилиндра будет проис-
ходить довольно интенсивная иони-
зация (несамостоятельный разряд).
Объемные заряды, создаваемые
предварительной ионизацией, ока-
зывают существенное влияние на
процесс дальнейшего развития раз-
ряда, поэтому с ними необходимо
считаться.
Рассмотрите промежуток острие
(стержень) — плоскость, являющий-
ся характерным примером резконе-
однородного поля. Предварительная
ионизация в этом промежутке будет
развиваться в области наиболее
сильного поля, т. е. у стержня,
а искажения поля создаваемыми
при этом объемными зарядами бу-
дут различными при положитель-
ной и отрицательной полярностях
стержня.
При положительной полярности
стержня (рис. 4-5,а) образовавший-
ся в промежутке электрон, двигаясь
к стержню и попадая в область
Рис. 4-5. Искажение напряженности поля
в промежутке положительный стержень —
плоскость в стадии несамостоятельного
разряда.
сильного поля, начинает ионизиро-
вать и образует лавину электронов.
Если напряжение между электрода-
ми возрастает медленно, то еще до
образования короны (до выполне-
ния условия самостоятельности раз-
ряда) в промежутка может образо-
ваться достаточно большое число
таких лавин. Когда каждая из этих
лавин доходит до стержня, электро-
ны лавины уходят на электрод,
а положительные ионы остаются
в пространстве, медленно переме-
щаясь к противоположному элек-
троду. Таким образом, вблизи
стержня создается положительный
объемный заряд, как это показано
на рис. 4-5,6, где направление на-
пряженности внешнего поля Е и
поля объемных зарядов ЕОб показа-
но стрелками. Присутствие положи-
тельного объемного заряда умень-
шает поле вблизи стержня и не-
сколько усиливает его во внешнем
пространстве (рис. 4-5,в). Поэтому
40
Разряд в неоднородном поле
[ Гл. 4
б)
Рис. 4-6. Искажение напряженности поля
в промежутке отрицательный стержень —
плоскость в стадии несамостоятельного
разряда.
дальнейшая ионизация вблизи
стержня ослабляется, а это затруд-
няет .выполнение условия самостоя-
тельности разряда, т. е. образова-
ние короны.
При отрицательной полярности
стержня (рис. 4-6,а) образованные
на поверхности катода электроны
сразу попадают в сильное поле и
образуют лавины, двигающиеся
к плоскости. Когда электроны лавин
выходят из области сильного поля,
они перестают осуществлять иони-
зацию и с постепенно уменьшаю-
щейся скоростью летят к аноду.
Часть из них долетает до анода и
там нейтрализуется, а другая часть
захватывается атомами кислорода
с образованием _ отрицательных
ионов, после чего скорость переме-
щения отрицательных зарядов
к аноду резко уменьшается. Поло-
жительные ионы лавин постепенно
уходят на стержень, но так как ско-
рость их относительно мала, в не-
посредственной близости от стсрж-
ня~всегда имеется положительный
объемный заряд. Таким образом,
вблизи стержня имеется весьма
компактный положительный объем-
ный заряд, а в глубине промежут-
ка — рассеянный отрицательный за-
ряд. Вейлу своей малой плотности к»
объемный отрицательный заряд не
оказывает существенного влияния
на внешнее поле, а положительный
объемный заряд искажает его так,
как показано на рис. 4-6,в кривая!?.
Напряженность поля вблизи стерж-
ня возрастает, и выполнение усло-
вий самостоятельности разряда об-
легчается.
Из сделанного анализа следует,
что напряжение возникновения ко-
роны в промежутке стержень —
плоскость при положительной по-
полярности стержня должно быть '
выше, чем при отрицательной, что
полностью подтверждается резуль-
татами непосредственных наблюде-
ний. Для выяснения влияния поляр-
ности на разрядные напряжения не-
обходимо рассмотреть дальнейшие
стадии разряда.
Если стержень положительный и
напряжение между электродами до-
статочно велико, то возникает лави-
на справа от объемного заряда
(рис. 4-7,а), электроны которой,
смешиваясь с положительными ио-
нами объемного заряда, создают
зародыш канала анодного стри-
мера, заполненный плазмой
(рис. 4-7,6). Заряды плазмы стри-
мера находятся в электрическом
поле, поэтому они будут распреде-
ляться неравномерно и на головке
стримера будет располагаться не-
который избыточный положитель-
ный заряд. Этот заряд частично
компенсирует поле в канале самого
стримера и создает повышенную на-
пряженность на его головке, как
показано кривой 2 на рис. 4-7,г. На-
личие области сильного поля перед
головкой обеспечивает образование
новых лавин, электроны которых
втягиваются в канал стримера.
§ 4-3]
Разряды в резконеоднородном поле. Влияние полярности
41
Рис. 4-7. Образование анодного стримера
в промежутке положительный стержень —
плоскость.
а ионы создают показанный на
рис. 4-7,6 положительный объемный
заряд, приводящий к дальнейшему
усилению поля перед головкой стри-
мера. Вновь образованные лавины
превращают этот объемный заряд
в продолжение канала стримера,
который, таким образом, постепен-
но удлиняется, прорастая к аноду
(рис. 4-7,в).
В зависимости от степени неод-
нородности поля и напряжения
между электродами напряженность
поля на головке стримера по мере
его удлинения может расти или па-
дать. В первом случае обеспечено
распространение стримера до про-
тивоположного электрода, т. е. пол-
ный пробой промежутка; во втором
случае развитие стримера после до-
стижения определенной длины пре-
кращается, т. е. будет иметь место
коронный разряд.
При отрицательной полярности
стержня образование стримера
вблизи стержня (в этом случае он
называется катодным стримером)
оказывается сильно затрудненным.
Сильное поле непосредственно око-
ло стержня приводит к образова-
нию большого числа лавин, распро-
страняющихся по направлению
к окружающему стержень положи-
тельному объемному заряду. Имен-
но в силу большого числа одновре-
м~енно развивающихся лавин не
возникает условий для образования
заполненного плазмой узкого кана-
ла, а создается более или менее
однородный плазменный слой, как
показано на рис. 4-8,а. Этот слой
играет роль как бы экрана с го-
раздо большим радиусом кривизны,
чем стержень, и благодаря его воз-
никновению напряженность поля из-
меняется приблизительно так, как
показано на рис. 4-8,г (кривая 2).
При дальнейшем возрастании на-
пряжения ионизация длительное
время продолжает происходить толь-
ко в пространстве между стерж-
нем и плазменным слоем, который
постепенно увеличивается в объеме
и несколько вытягивается в сторо-
ну противоположного электрода.
Напряженность поля на внешней
поверхности плазменного слоя по-
степенно растет и при дальнейшем
возрастании напряжения возникают
лавины электронов справа от этого
слоя (рис. 4-8,6), Положительные
заряды этих лавин вызывают даль-
нейшее возрастание напряженности
на границе плазменного слоя, бла-
годаря чему появляется большое
число новых лавин, слияние кото-
рых приводит к удлинению плаз-
менного слоя по направлению к ано-
ду и превращению его в стример.
Однако, так же как и в начале про-
42
Разряд в неоднородном поле
[Гл. 4
г)
Рис. 4-8. Образование катодного стримера
в промежутке отрицательный стержень —
плоскость.
цесса, благодаря большому числу
возникающих лавин головка стри-
мера оказывается размытой
(рис. 4-8,а) и возрастание напря-
женности поля на головке оказы-
вается гораздо меньшим, чем при
положительном стержне (рис. 4-8,а,
кривая 3).
В силу рассмотренных выше
особенностей развитие стримера при
отрицательном стержне происходит
с гораздо большими трудностями,
поэтому и разрядное напряжение
при отрицательном стержне значи-
тельно выше, чем при положитель-
ном (в 2—2,5 раза).
При обеих полярностях стержня
пересечение стримером всего проме-
жутка между электродами обеспе-
чивает полный пробой, но не явля-
ется последней стадией разряда.
Канал стримера является проводя-
щим и напряженность поля в кана-
ле относительно невелика. Поэтому
стример служит как бы продолже-
нием стержня и его головка имеет
потенциал, близкий к потенциалу
стержня (но, конечно, меньше на
величину падения напряжения в ка-
нале). Когда расстояние между го- i
ловкой стримера и плоскостью де-
лается очень малым, напряженность
поля в еще непробитой части про-
межутка сильно возрастает, возни-
кает весьма интенсивная иониза-
ция, превращаящая этот проме-
жуток в плазму с очень высокой
плотностью ионов, гораздо большей,
чем в канале стримера. Распреде-
ление поля в промежутке в этот мо-
мент показано на рис. 4-9. Большая
напряженность поля на границе
вновь образовавшегося канала при-
водит к постепенному распростра-
нению зоны интенсивной ионизации
по направлению к стержню. Этот
процесс обычно называется обрат-
ным (или главным) разрядом. Об-
ратный разряд развивается от плос-
кости к стержню, т. е. в направле-
нии, обратном движению стримера,
Рис. 4-9. Последовательные стадии разви-
тия обратного разряда и распределение
продольной напряженности электрического
поля в канале.
§ 4-4]
Барьеры в резконеоднородном поле
43
с очень большой скоростью поряд-
ка 10в см[сек и обеспечивает созда-
ние между электродами канала вы-
сокой проводимости, через который
после этого начинает проходить ток
короткого замыкания источника.
4-4. БАРЬЕРЫ
Б РЕЗКОНЕОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
Барьером называется (тонкая
пластинка из изолирующего мате-
риала, обычно имеющая плоскую
или цилиндрическую форму, кото-
рая устанавливается в газовом про-
межутке или промежутке, заполнен-
ном маслом, для увеличения его
электрической прочности. В газовом
промежутке, который мы сейчас
рассматриваем, электрическая проч-
ность самого барьера не играет су-
щественной роли; в качестве барь-
ера, например, с успехом может ис-
пользоваться тонкий лист плотной
бумаги, собственная электрическая
прочность которого ничтожна. Зна-
чительное влияние, которое оказы-
вают барьеры в газовой среде на
разрядное напряжение, связано
с изменением пространственного
объемного заряда, созданного в про-
цессе развития ионизации.
Рассмотрим в качестве примера
промежуток стержень — плоскость,
в котором установлен плоский барь-
ер, как показано на рис. 4-10,о. При
положительной полярности стержня
образующиеся вблизи него положи-
тельные ионы при отсутствии барь-
ера формируют концентрированный
объемный положительный заряд,
напряженность поля на границе ко-
торого сильно возрастает (рис. 4-5).
Наличие области усиленного поля
является основной причиной рас-
пространения ионизации в глубь
промежутка и завершения его пол-
ного пробоя.
При установке барьера положи-
тельные ионы задерживаются барь-
ером и растекаются по его поверх-
ности, причем распределение поло-
жительных зарядов на барьере ока-
зывается тем более равномерным,
чем дальше от стержня он установ-
лен. Напряженность поля во внеш-
б)
Рис. 4-10. Распределение напряженности
поля в промежутке положительный стер-
жень— плоскость при наличии барьера.
нем пространстве (справа от объ-
емного заряда) по-прежнему уве-
личивается, но теперь это повыше-
ние напряженности распределяется
более или менее равномерно на
весь промежуток между барьером
и плоскостью и сильного повышения
напряженности на поверхности
барьера не происходит (рис. 4-10,6).
Поэтому при положительной поляр-
ности стержня барьер, установлен-
ный вблизи от стержня (не в непо-
средственной близости от него),
приводит к значительному увели-
чению разрядного напряжения.
Иначе обстоит дело при отрица-
тельной полярности стержня. Элек-
троны, двигающиеся от стержня, по
падая на барьер, теряют свою ско-
рость и большинство из них вместе
с атомами кислорода образуют от-
рицательные ионы, распределяю-
щиеся по поверхности барьера. Та-
ким образом, барьер способствует
созданию концентрированного отри-
цательного объемного заряда, кото-
рый при отсутствии барьера имел
44
Разряд в неоднородном поле
[Гл. 4
Рис. 4-11. Зависимость разрядного напря-
жения промежутка стержень — плоскость
при обеих полярностях стержня от место-
положения барьера. Расстояние между
электродами s = 9,3 см. Постоянное напря-
жение. Штрих-пунктиром показана зависи-
мость разрядного напряжения в однород-
ном поле от расстояния Si.
меньшую величину (часть электро-
нов доходила до плоскости) и был
сильно рассеяв в пространстве
(рис. 4-6). Поэтому, если без барь-
ера основную роль играл положи-
тельный объемный заряд, умень-
шавший напряженность поля во
внешнем пространстве (рис. 4-6,в),
то при наличии барьера значитель-
ную роль начинает играть отрица-
тельный заряд, сконцентрированный
на барьере, который увеличивает
напряженность поля во внешнем
пространстве. Поэтому следует ожи-
дать, что при отрицательной поляр-
ности стержня установленный
в средней части промежутка барьер
будет уменьшать разрядное напря-
жение.
В качестве примера на рис. 4-11
показаны экспериментальные зави-
симости разрядного напряжения
промежутка стержень — плоскость
от местоположения барьера при
обеих полярностях стержня.
Опыт показывает, что при рас-
положении барьера в средней части
промежутка разрядные напряжения
при положительной и отрицательной
полярностях близки друг к другу.
ЛАожно считать, что в этом случае
прочность всего промежутка в зна-
чительной мере определяется проч-
ностью промежутка между барье-
ром и плоскостью, обладающего от-
носительно однородным полем. Для
подтверждения этого на рис. 4-11
нанесена зависимость разрядного
напряжения в однородном поле от
расстояния S] между электродами.
При расположении барьера в не-
посредственной близости от поло-
жительного стержня его роль умень-
шается, так как распределение объ-
емных зарядов на барьере делает-
ся резко неравномерным, напряжен-
ность поля на поверхности барьера
оказывается достаточно большой
для возникновения ионизации по
другую сторону барьера. Образо-
ванные там положительные ионы
барьером не задерживаются и спо-
собствуют развитию разряда
в глубь промежутка. Барьер, распо-
ложенный в непосредственной бли-
зости от отрицательного стержня,
т. е. в области очень сильного поля,
уже не способен задерживать элек-
троны, которые летят с большой
скоростью и проходят сквозь барь-
ер, поэтому значительного отрица-
тельного объемного заряда на по-
верхности барьера не создается. По-
ложительные ионы, образованные
ионизацией по другую сторону
барьера, заряжают его положитель-
но и приводят к еще более сильно-
му уменьшению поля во внешнем
пространстве. Поэтому при располо-
жении барьера в непосредственной
близости от отрицательного стерж-
ня, разрядное напряжение может
несколько возрасти.
Таким образом, установка барь-
ера у стержня на расстоянии поряд-
ка (0,25—0,3) длины промежутка
может очень сильно (более чем в 2
раза) увеличить разрядное напря-
жение при положительной поляр-
ности стержня, и поэтому газовый
промежуток с барьером явля-
ется простейшим примером изо-
ляционной конструкции, в которой
применена удачная комбинация
двух диэлектриков—твердого и газо-
§ 4-5 ] Экспериментальное исследование разряда в воздушных промежутках 45
образного. С 'подобными комбина-
циями мы будем неоднократно
встречаться в дальнейшем при рас-
смотрении конкретных изоляцион-
ных устройств, применяемых в элек-
трических аппаратах и машинах.
Требования к каждому диэлектрику,
входящему в состав комбинирован-
ной изоляции, вытекают из его на-
значения. Барьер в газовой среде
предназначен задерживать ионы,
поэтому, как отмечалось выше, его
собственная электрическая проч-
ность не имеет существенного зна-
чения. Однако он не должен быть
пористым и появление в барьере
даже мельчайших отверстий (на-
пример, в результате пробоя про-
межутка) может полностью унич-
тожить его положительное действие.
При переменном напряжении
пробой происходит во время полу-
периода той полярности, при кото-
рой разрядное напряжение меньше.
Поэтому при промышленной частоте
влияние барьеров такое же, как и
при постоянном напряжении поло-
жительной полярности.
4-5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ
ИССЛЕДОВАНИЕ РАЗРЯДА
В ДЛИННЫХ ВОЗДУШНЫХ
ПРОМЕЖУТКАХ. МОЛНИЯ
Совместно с опытами в камере
Вил-ьсона на коротких промежутках
экспериментальное изучение длин-
ных искр дало необходимый факти-
ческий материал, на котором была
построена стримерная теория раз-
ряда. Одним из важных средств
исследования длинных искр служи-
ла специальная фотокамера, пленка
которой во время экспозиции пе-
ремещается относительно объекти-
ва. Принцип устройства такого фо-
тоаппарата показан на рис. 4-12.
Аппарат имеет два зеркала /, кото-
рые через объектив 2 с большой
светосилой направляют лучи света
от излучаемого разряда на фото-
пленку 3, укрепленную на внутрен-
ней поверхности быстровращающе-
гося барабана 4. Поскольку излу-
чение газового разряда наиболее
интенсивно в ультрафиолетовой ча-
Рис 4-12. Принцип устройства фотокамеры
с вращающейся фотопленкой.
1 — зеркала, расположенные под углом 45° к го-
ризонтальной плоскости; 2 — фотообъективы; 3 —
фотопленка; 4 — вращающийся барабан; АВ —
изучаемый разряд.
сти спектра, для таких камер часто
применяется кварцевая оптика.
При развитии исследуемого раз-
ряда от точки А до точки В на не-
подвижной пленке получились бы
два изображения ab и aibt. При
вращении пленки к моменту разви-
тия разряда до точки В барабан по-
вернется на некоторый угол <р, что
соответствует линейному смещению
пленки б. Вместо ab и а\Ь\ на плен-
ке получатся смещенные изображе-
ния ab' и aib'i. Если линейная ско-
рость перемещения пленки равна
г»о, смещение развернутого изобра-
жения относительно неподвижно-
го б, а длина искры L, то средняя
скорость развития разряда vcp мо-
жет быть подсчитана по формуле
Vcp=-^. (4-4)
Камера с перемещающейся плен-
кой была впервые использована для
исследования молнии, где она и до
настоящего времени находит широ-
кое применение. В лабораторных
условиях скорость развертки, обе-
спечиваемая фотокамерой, оказы-
вается в ряде случаев недостаточ-
ной, поэтому в последнее время
в лабораториях начали применяться
другие, более современные методы
исследования (ячейки Керра, элек-
тронно-оптические преобразовате-
ли и др.), описание которых можно
найти в специальной литературе.
46
Разряд в неоднородном поле
[Гл. 4
Рис 4 13 Фоторазвергка разряда с положи-
тельного острия (по данным ВЭИ).
Расстояние между электродами s = 200 см.
Сопротивление в цепи разряда
R, = 130 000 ом.
развивающегося канала, где поле
наиболее сильно.
В момент, когда лидер достигает
плоскости, начинает развиваться
главный разряд, оставляющий на
пленке гораздо более яркое изобра-
жение, чем канал лидера. Главный
разряд также имеет стреловидный
характер, что связано с происходя-
щей на фронте главного разряда
перестройкой канала лидера (см.
§ 4-3). Скорость главного разряда,
как указывалось выше, настолько
велика, что в лабораторных услови-
ях ее удалось надежно измерить
только путем применения электрон-
ной техники. Скорость лидерного
разряда оказалась сильно завися-
щей от сопротивления, включенного
последовательно в цепь разряда.
Изменения скорости лидера во вре-
мени при сопротивлении в цепи раз-
ряда Rt= 130 000 ом показано на
рис. 4-15.
Исследования показали, что раз-
ряды в промежутке стержень—плос-
кость при положительной и отрица-
тельной полярностях имеют различ-
На рис. 4-13 и 4-14 приведены
фоторазвертки разряда в проме-
жутке стержень — плоскость при
обеих полярностях стержня. На
рис. 4-13 пленка во время экспози-
ции перемещалась справа налево.
Более бледный след соответствует
развитию стримера от стержня к
плоскости, который применительно
к длинным промежуткам обычно
называется лидером (т. е. ведущим
разряд). Из фотографии следует,
что при положительной полярности
лидер имеет стреловидный харак-
тер, т. е. светится только небольшой
участок вблизи головки канала
(если бы во время всего процесса
продвижения лидера светился весь
канал, на пленке получилась бы не
светящаяся линия, а светящаяся
зона). Это лишний раз доказывает,
что интенсивная ионизация и сопут-
ствующее ей выделение фотонов
имеют место только вблизи головки
Рис. 4-14. Фогоразвертка разряда с отрица-
тельного острия (по данным ВЭИ).
Расстояние между электродами s = 80 см.
Сопротивление в цепи разряда
R, =400 000 ojw.
§ 4-5 ] Экспериментальное исследование разряда в воздушных промежутках 47
промежутка.
Построен по фоторазвертке разряда
ряс. 4 13.
ный характер. При положительном
стержне лидерный канал имеет мно-
гочисленные разветвления, направ-
ленные к плоскости. При отрица-
тельной игле лидер продвигается
ступенями (рис. 4-14). Навстречу
опускающемуся лидеру с плоскости
поднимается целый ряд встречных
разрядов (встречные стримеры),
возникновение которых обусловлено
шероховатостями на плоскости.
Главный разряд начинается сразу
'же после того, как опускающийся
'лидер соприкоснется с одним из
встречных стримеров. Распростра-
нение главного разряда происходит
iB обе стороны от места встречи.
Пробивное напряжение промежутка
при отрицательной игле больше,
чем при положительной, а скорость
отрицательного лидера меньше. И
то и другое является следствием ра-
зобранного выше влияния объемных
зарядов.
Интересно сопоставление осцил-
лограмм тока в промежутке и на-
пряжения между электродами с
фоторазверткой разряда. Такое со-
поставление схематически представ-
лено на рис. 4-16. Как видно из чер-
тежа, в момент начала распростра-
нения лидерного канала в промежут-
ке появляется лидерный ток, кото-
рый по мере продвижения лидера
Рис. 4-16. Сопоставление осциллограмм
тока в промежутке и напряжения между
электродами с фоторазверткой разряда
(схематично).
растет сначала медленно, а перед
самым обратным разрядом очень
быстро. Этот лидерный ток приво-
дит к постепенному уменьшению на-
пряжения на промежутке за счет
падения напряжения в последова-
тельно включенном сопротивлении.
Переход лидерной стадии в стадию
главного разряда сопровождается
резким спадом напряжения на про-
межутке до нуля. Всплеск тока
большой амплитуды длится очень
короткое время, в течение которого
сопротивление падает до очень ма-
лой величины, а напряжение сни-
жается практически до нуля.
Одной из разновидностей искро-
вого разряда в длинных воздушных
промежутках является молния, ос-
новные количественные характери-
стики которой и ее воздействие на
электрические установки будут рас-
сматриваться в разд. 2 настоящей
книги. Особенности разряда мол-
48
Разряд в неоднородном поле
[Гл 4
нии, отличающие его от лаборатор-
ной искры, заключаются не только
в гигантских размерах разряда, но
и в своеобразии одного из электро-
дов— грозового облака.
В настоящее время предложе-
но большое число теорий, объяс-
няющих электризацию грозовых
облаков, на которых мы за не-
достатком места останавливаться
не будем. В облаках происходит
разделение электрических зарядов,
причем источником энергии являют-
ся мощные восходящие потоки воз-
духа, способствующие росту грозо-
вого облака по вертикали. Много-
численные измерения распределе-
ния зарядов в облаках показали,
что это распределение имеет слож-
ный и нерегулярный характер, но
в основных чертах соответствует
картине, показанной на рис. 4-17.
Как правило, в результате действия
процессов электризации в нижней
части облака скапливаются заря-
женные отрицательно капельки во-
ды, а в верхней части — заряжен-
ные положительно капельки воды
или кристаллики льда. Благодаря
турбулентному характеру движения
воздушных масс отрицательные за-
ряды могут сосредоточиваться в ви-
де отдельных изолированных друг от
друга заряженных объемов. В ряде
случаев в нижней части облака мо-
жет также возникнуть концентриро-
ванный положительный заряд, как
это показано на рис. 4-17. В боль-
У77777777777777777777777777777777777777777777777777777Т77777
Рис. 4-17. Возможное распределение заря-
дов в грозовом облаке.
Стрелками показано направление восходя-
щих воздушных потоков.
Рис. 4-18. Стилизованная фоторазвертка
многократного разряда молнии.
а—область предварительной ионизации перед го-
ловкой ступенчатого лидера; б — ступенчатый ли-
дер; в — стрелковый лидер; г — обратный (глав-
ный) разряд; д — разветвления от основного кана-
ла разряда.
Средние значения интервалов времени: fi=O.Ot сек;
^2=50-1(М сек; f3=0.00l сек; /'=0.03 сек.
шинстве случаев положительный
объемный заряд играет роль ини-
циатора разряда, так как он
увеличивает напряженность поля
в области отрицательных за-
рядов, но иногда величина положи-
тельного заряда может оказаться
настолько большой, что разряд на
землю произойдет непосредственно
из этого скопления зарядов. Таким
образом, в большинстве случаев
(80—90%) разряды молнии имеют
Отрицательную полярность, но иног-
да' полярность разряда может быть
и противоположной.
Размещение отрицательных раз-
рядов в отдельных изолированных
друг от друга объемах приводит
к тому, что разряд молнии обычно
бывает многократным и состоит из
нескольких, следующих друг за дру-
гом по одному и тому же пути раз-
рядов. Каждый отдельный разряд
происходит из своего скопления за-
рядов, причем вначале разряжаются
на землю нижние скопления заря-
дов, а затем верхние.
Стилизованная фотография мол-
нии, полученная на фотокамере
с вращающейся пленкой, показана
на рис. 4-18. Обращает на себя вни-
мание своеобразный характер раз-
вития лидера первого разряда мно-
гократной молнии. Как видно из ри-
сунка, лидер первого разряда про-
§ 5-1]
Структура времени разряда
49
двигается к земле не непрерывно,
а ступенями, разделенными одна от
другой интервалами времени поряд-
ка 50 мксек. Скорость развития каж-
дой ступени весьма велика (более
109 см/сек), но благодаря наличию
интервалов времени между ними
скорость всего процесса в целом
значительно меньше (1,5—2Х
ХЮ7 см/сек). Лидеры последую-
щих разрядов молнии имеют обыч-
ный стреловидный характер и ана-
логичны лидерным разрядам лабо-
раторной искры. /
Количество отдельных разрядов
молнии может изменяться в широ-
ких пределах 1—20; в среднем мол-
ния состоит из трех разрядов.
Благодаря большой длине кана-
ла молнии скорость обратного раз-
ряда можно надежно определить
с помощью фоторазверток. Экспери-
менты показали, что эта скорость
обычно лежит в пределах <0,05—0,5)
скорости света.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ВРЕМЯ РАЗРЯДА
5-1. СТРУКТУРА
ВРЕМЕНИ РАЗРЯДА
Предположим, что к произволь-
ному газовому промежутку прило-
жено напряжение, которое с неко-
торой скоростью возрастает от нуля
до максимума, а затем остается
неизменным (рис. 5-1). Если Uo —
напряжение, при котором выпол-
няется условие самостоятельности
разряда, то до момента времени Б
разряд в промежутке принципиаль-
но произойти не может. Однако
даже и в момент t\ разряд может
не начаться. Для развития разряда
вблизи катода должен появиться
хотя бы один эффективный элек-
трон, т. е. электрон, образующий
начальную лавину. Свободные
Рис. 5-1. Составляющие времени разряда.
электроны вблизи катода образуют-
ся или благодаря бомбардировке
катода положительными ионами,
всегда содержащимися в воздухе,
или путем освобождения электро-
нов из отрицательных ионов, или,
наконец, под действием внешнего
ионизатора. Все эти процессы носят
статистический характер, поэтому
интервалы времени между двумя
последовательными актами образо-
вания электронов могут быть раз-
личными.
Таким образом, развитие разря-
да в промежутке начнется не
в момент времени tt, а в момент
^2 = ^1 + Д, где tc — так называемое
статистическое время запаздывания,
является временем ожидания пер-
вого эффективного электрона.
Но в момент /2 разряд только
начнет развиваться. Должно прой-
ти еще некоторое время, которое
называется временем формирова-
ния разряда /ф, прежде чем про-
изойдет полный пробой проме-
жутка.
Итак, полное время разряда tv
состоит из трех слагаемых
^р = Б + ^с + <ф, (5-1)
4—314
50
Время разряда
[Гл. 5
причем сумму
/з=^с+/ф, (5-2)
часто называют временем запазды-
вания разряда.
5-2. СТАТИСТИЧЕСКОЕ
ВРЕМЯ ЗАПАЗДЫВАНИЯ
Судьба свободных электронов,
образующихся у катода, может быть
различной. Электрон может прилип-
нуть к атому с образованием отри-
цательного иона; некоторые элек-
троны снова возвращаются на
катод или выходят за пределы силь-
ного поля, так и не совершив ни
одного акта ионизации. Поэтому
статистическое время запаздывания
связано с ожиданием не любого
свободного электрона, а эффектив-
ного электрона, т. е. такого, кото-
рый образует начальную лавину.
Время ожидания эффективного
электрона от разряда к разряду
изменяется, поэтому целесообразно
ввести понятие о среднем времени
статистического запаздывания. Пре-
делы отклонения действительных
величин от средней определяются
главным образом экспериментально
в коротких промежутках с однород-
ным полем, где время формирова-
ния разряда мало и время запазды-
вания практически равно времени
ожидания первого эффективного
электрона.
Среднее статистическое время за-
паздывания зависит от многих фак-
торов — интенсивности внешнего
ионизатора, материала катода и со-
стояния его поверхности, напряже-
ния между электродами. При неиз-
менной интенсивности внешней
ионизации число освобождаемых
с поверхности катода свободных
электронов увеличивается при
уменьшении работы выхода элек-
тронов с поверхности металла
(табл. 2-2), а среднее время стати-
стического запаздывания, наоборот,
уменьшается. Это может быть про-
иллюстрировано экспериментально
полученной зависимостью, показан-
ной на рис. 5-2.
Рис. 5-2. Зависимость мини-
мальной величины статистиче-
ского времени запаздывания
((c) от работы выхода мате-
риала катода (при слабом
освещении).
Увеличение напряжения между
электродами приводит к уменьше-
нию времени запаздывания, так как1
при этом уменьшается вероятность
присоединения электронов к атомам
кислорода, уменьшается и число
электронов, покидаюших область
сильного поля, не совершив ни од-
ного акта ионизации; иными сло-
вами, все большая доля освобож-
даемых с катода электронов
делается эффективными. Если
внешний ионизатор в среднем осво-
бождает каждую секунду п элек-
тронов с катода, то средний интер-
вал времени между появлением
двух последующих свободных элек-
тронов равен —• К этой величине
и должно стремиться статистическое
время запаздывания при сильном
возрастании напряжения между
электродами. Экспериментальная
зависимость статистического време-
ни запаздывания от напряжения ил-
люстрируется кривыми рис. 5-3. Из
кривых следует, что статистическое
время запаздывания при напряже-
нии, приближающемся к Uo, сильно
возрастает и при очень слабой ин-
тенсивности внешней ионизации
может достигать десятков микросе-
кунд. Однако, даже небольшое уси-
ление внешней ионизации приводит
к значительному уменьшению ста-
тистического запаздывания.
§ 5-3]
Время формирования разряда
51
Рис. 5-3. Зависимость среднего статистиче-
ского времени запаздывания от отношения
приложенного напряжения U к начальному
разрядному напряжению t/o. Условия осве-
щения и форма электродов одни и те же
для всех кривых.
Сильная зависимость среднего
статистического времени запаздыва-
ния от интенсивности освещения по-
верхности катода коротковолновым
излучением является наглядным под-
тверждением связи статистического
запаздывания с ожиданием первого
эффективного электрона. В качест-
ве примера можно привести опыты
ЛПИ, в которых катодом служил
шар диаметром 62,5 мм, а анодом
сетка, через которую пропускалось
излучение ртутно-кварцевой лам-
пы, освещающее катод. Интенсив-
ность освещения регулировалась
диафрагмой, расположенной между
лампой и промежутком. Результа-
ты этих экспериментов представле-
ны на рис. 5-4.
Искусственное уменьшение ста-
Рис. 5-4. Зависимость среднего статистиче-
ского времени запаздывания от отношения
приложенного напряжения U к начальному
разрядному напряжению Uq.
Напряженность поля у катода небольшая.
I — освещение кварпевой лампой; 2 — освещение
ослаблено; 3 — электроды закрыты картонной
ширмой.
тистического времени запаздывания
применяется, например, в измери-
тельных шаровых промежутках
(см. ниже) и некоторых других слу-
чаях. Помимо ртутно-кварцевых
ламп для этих целей могут исполь-
зоваться препараты радия или дру-
гих радиоактивных элементов.
Интенсивным ионизатором является
также искровой разряд, происходя-
щий в расположенном поблизости
промежутке.
В ]эезконеоднородных полях ста-
тистическое время запаздывания не-
велико и слабо зависит от интен-
сивности внешней ионизации, что
объясняется иными процессами об-
разования необходимых для начала е/
разряда электронов. Как указыва-
лось выше, в таких полях напря-
женность поля вблизи электрода
с малым радиусом кривизны дости-
гает очень больших величин еще до
того, как напряжение сделается
радным разрядному. При отрица-
тельной полярности стержня всегда
находящиеся в объеме ионы при-
обретают большую скорость и вы-
бивают электроны из поверхности
электрода. При положительной по-
лярности электрода источником
электронов являются отрицатель-
ные ионы, которые могут терять
электроны при столкновении с мо-
лекулами газа (этот процесс может,
конечно, происходить и при поло-
жительной полярности). Поскольку
в обоих случаях путь, проходимый
ионами, невелик, время, затрачи-
ваемое на появление свободного
электрона, оказывается весьма ма-
лым.
5-3. ВРЕМЯ
ФОРМИРОВАНИЯ РАЗРЯДА
В гл. 4 указывалось, что при
высоких давлениях развитие разря-
да происходит в три этапа:
а) /Пробег начальной лавиной
некоторого пути хк, подготавливаю-
щий условия для образования стри-
мера.
ч б) Распространение стримера
на всю 'длину искрового проме-
жутка.
4*
52
Время разряда
[ Гл. 5
(j3j - Развитие главного разряда
в направлении, обратном движению
стримера.
. Так как скорость развития об-
I ратного разряда по крайней мере
на один-два порядка выше скорости
। стримера, время третьей стадии
формирования разряда пренебре-
жимо мало и может не учитывать-
ся. Поэтому время формирования
i разряда практически определяется
суммой продолжительностей лавин-
ной и стримерной стадий.
Поскольку в формировании
стримера одновременно участвует
большое количество лавин, разви-
|вающихся вблизи его головки в об-
ласти повышенных напряженностей
поля, скорость стримера в несколь-
ко раз (2—10) больше скорости
f электронов. Поэтому в однородном
поле при небольшом расстоянии
между электродами и минимальном
напряжении, когда начальная ла-
вина должна пройти путь, равный
или почти равный расстоянию меж-
ду электродами, т. е. такой же
путь, что и стример, время форми-
рования разряда практически равно
времени лавинной стадии
Ч - (5-3)
иэ
где v3 — скорость электрона, зави-
сящая от напряженности поля
в промежутке.
Скорость распространения ла-
I вины цэ для данного газа зависит
от напряженности поля и давления
(при неизменной температуре),
причем в основном определяется
отношением этих величин. На
рис. 5-5 показана зависимость сэ
от отношения Е/р для воздуха при
нормальной температуре. На основа-
нии этой кривой можно оценить
величину времени формирования
разряда в промежутках с однород-
ным полем. Так, например, при
атмосферном давлении в промежут-
ке с расстоянием между электрода-
ми s=l см разрядная напряжен-
ность Е = 31 350 в! см (табл. 3-1)
Е
и, следовательно,— = 41, чему соот-
Рис. 5-5. Зависимость скорости распрост-
ранения электронной лавины от отношения
£
— для воздуха при t = 20° С по Гохбер-
гу, Стекольникову и Эффендиеву.
ветствует пэ=0,35-107 см/сек. Сле-
довательно, время формирования
в таком промежутке при минималь-
ном разрядном напряжении /ф=
= 0,3 мксек. Если напряжение пре-
вышает минимальное ((70), то вре-
мя формирования уменьшается как
вследствие увеличения скорости
электронов, так и благодаря одно-
временному развитию нескольких
лавин. Соответствующая зависи-
мость показана на рис. 5-6. Из этих
данных следует, что время форми- '
рования в однородном поле при
расстоянии между электродами по-
рядка нескольких сантиметров и
менее весьма мало и, следователь-
но, время разряда в промежутках,
не облучаемых мощным внешним
Рис. 5-6. Зависимость времени формирова-
ния разряда от перенапряжения на воздуш-
ном промежутке (по Гохбергу, Стекольни-
кову и Эффендиеву).
s = 0,3 см; р = 760 мм рт. ст.; / = 20° С.
§ 5-3]
Время формирования разряда
53
ионизатором, определяется глав-
ным образом временем ожидания
первого эффективного электрона.
В резконеоднородном поле при
большом расстоянии между элек-
тродами начальная лавина прохо-
дит путь х,- s, поэтому время фор-
мирования разряда практически
равно стримерной стадии (или ли-
дерной стадии для длинных проме-
жутков)
/________
Ф ^стр
(5-4)
где истр — средняя скорость стри-
мера (или лидера).
Скорость стримера зависит от
вида^газа, напряжения на проме-
жутке и степени однородности
электрического поля. По данным
Ретера, скорости анодного va и ка-
тодного стримеров (т. е. разви-
вающихся с анода или с катода),
для воздуха характеризуются сред-
ними величинами, приведенными
в табл. 5-1.
Таблица 5-1
Скорости стримера в воздухе
в различных промежутках
Промежуток Стержень— плоскость Шар- плоскость Однород- ное поле
^-макс/^-мин va, см/сек vK, с м/сек 100 2,5-10’ 2-Ю6 13,5 10® 2,5-10’ 1 1,5-10® 7,9-10’
В этой таблице отношение -™аке- мин
характеризует степень неоднород-
ности поля. Как видно, при увели-
чении степей ^ неоднород ности поля
скорость стримера уменьшается,
что 'связано с тем, что по мере сво-
его продвижения он попадает
в область все более слабого поля.
Из этого обстоятельства следует,
что при увеличении расстояния
между электродами, когда степень
неоднородности поля возрастает,
средняя скорость стримера умень-
шается, а следовательно, время
разряда будет возрастать быстрее,
чем увеличивается расстояние меж-
ду электродами.
Рис. 5-7. График движения головки лидер-
ного канала в промежутке положительный
стержень—плоскость при расстоянии
между электродами s = 55 см.
I — = 525 ом; 2 — = 20 000 ом.
В длинных промежутках, как
указывалось выше, скорость лидера
очень сильно з^виситот сопротив-
ления, включенного последователь-
но в цепь разряда. Иллюстрацией
этому может служить рис. 5-7, на
котором показан график движения
головки лидерного канала в проме-
жутке положительный стержень —
плоскость длиной 55 см при раз-
личных сопротивлениях /?т, вклю-
ченных в цепь разряда.
Совершенно естественно, что
скорость стримера, так же как и
скорость лавины, сильно зависит от
приложенного напряжения. Таким
образом, при увеличении напряже-
ния уменьшаются и время лавинной
и время стримерной стадий, а сле-
довательно, и время формирования
разряда.
Время формирования разряда
также обладает статистическим ха-
рактером, который наиболее ярко
проявляется в длинных искровых
промежутках с резконеоднородиым
полем. Можно назвать несколько
причин разбросов времени форми-
рования разряда:
(Ч^Развитие стримера тесно свя-J
зано с последовательным возникно-
вением большого количества лавин
электронов. Поэтому время форми-
рования разряда в какой-то мере
включает в себя и время ожидания
эффективных электронов, дающих
начало этим лавинам. Это время,
конечно, гораздо меньше, чем ста-
54
Время разряда
[ Гл. 5
тистическое время * запаздывания,
так как начальные электроны вто-
ричных лавин возникают в условиях
весьма интенсивного излучения, ис-
пускаемого развивающимся разря-
дом. Однако оно имеет конечную
величину и обладает статистиче-
ским характером.
(2,. Расположение в пространстве
вторичных электронов также носит
случайный характер, следовательно,
изменяется и создаваемое объемны-
ми зарядами лавин искажение поля,
от которого зависит скорость рас-
пространения стримера.
3. Траектория разряда, особен-
но в длинных искровых промежут-
ках, сильно искривлена, поэтому
фактическая длина канала не равна
расстоянию между электродами и
изменяется от разряда к разряду.
5-4. ВОЛЬТ-СЕКУНДНЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
Так как обе составляющие вре-
мени запаздывания разряда в силь-
ной мере зависят от приложенного
напряжения, полное время разряда
при разных напряжениях должно
быть различным. Зависимость вре-
мени разряда от амплитуды прило-
женного напряжения называется
вольт-секундной характеристикой
| искрового промежутка.
Но время разряда зависит не
только от амплитуды приложенного
напряжения, но и от закона его
изменения во времени. Например,
совершенно очевидно, что время
разряда при приложении к проме-
жутку волны б рис. 5-8 будет боль-
ше, чем для волны а, хотя обе они
имеют одинаковую амплитуду. По-
этому при экспериментальном опре-
делении вольт-секундных характе-
Рис. 5-8. Стандартная (а) и нестандарт-
ная (б) волны напряжения.
Рис. 5-9. Определение длины фронта и дли-
ны волны стандартного импульса.
ристик следует прежде всего ввести
стандартную форму волны напря-
жения, одинаковую для всех испы-
таний изоляции.
Стандартная волна имеет форму
импульса (рис. 5-9), у которого на-
пряжение быстро возрастает от ну-
ля до максимума (фронт волны),
а затем относительно медленно
спадает до нуля (хвост волны).
Форма импульсной волны характе-
ризуется длиной фронта Тф, т. е.
временем нарастания напряжения
от нуля до максимума, и длиной
волны тв, т. е. временем, в течение
которого напряжение уменьшается
до половины амплитуды.
Так как импульсные волны, по-
лучаемые в лабораториях, имеют
весьма пологую начальную часть
фронта и эта начальная часть для
развития разряда существенного
значения не имеет, фронт волны за-
меняется эквивалентным косоуголь-
ным фронтом. Для этого на фронте
отмечаются точки с ординатами
0,3 Дмакс И 0,9 имакс (рис. 5-9) и
через них проводится прямая ли-
ния. Пересечение этой прямой
с осью абсцисс и с горизонтальной
прямой, проведенной на уровне ам-
плитуды, определяет длину фронта
водны.
По международным рекоменда-
циям стандартная волна должна
иметь длину фронта 1,2 мксек с от-
клонениями ±30% и длину волны
50 мксек с отклонениями ±20%.
В Советском Союзе используется
стандартная импульсная волна
с длиной фронта 1,5 мксек и длиной
§ 5-4]
Вольт-секундные характеристики
55
Рис. 5-10. Принципиальная схема экспери-
мента по определению вольт-секундных ха-
рактеристик.
ГИН— генератор импульсных напряжений; ИО —
испытуемый промежуток; Д — делитель напряже-
ния; ЭО — пластины явления электронного осцил-
лографа.
волны 40 мксек (сокращенное обо-
значение— волна 1,5/40), которая
удовлетворяет международным пра-
вилам.
Экспериментально вольт-секунд-
ные характеристики определяются
по схеме рис. 5-10, в которой источ-
ником стандартных импульсных
волн является так называемый ге-
нератор импульсных напряжений
(ГИН), а основным измерительным
прибором— электронный осцилло-
граф (ЭО), на который напряжение
подается через делитель (Д).
На осциллограмме разряд фикси-
руется резким спадом напряжения
до нуля, так что время разряда
определяется весьма четко.
Эксперименты обычно начина-
ются с наименьших разрядных на-
пряжений, причем при каждом на-
пряжении снимается достаточно
большое количество осциллограмм
для того, чтобы определить полный
интервал разброса времен разряда.
Серия таких осциллограмм показа-
на на рис. 5-11, на котором отмече-
ны даваемые этими осциллограмма-
ми точки вольт-секундной харак-
теристики. Затем напряжение
ступенями поднимается и времена
Рис. 5-11. Пробой промежутка на хвосте
волны.
Отмечены точки, используемые для построения
вольт-секундной характеристики.
Рис. 5-12. Пробой промежутка на фронте
волны.
Отмечены точки, используемые для построения
вольт-секундной характеристики. Пунктиром по-
казана волна напряжения при отсутствии испы-
туемого промежутка.
разряда при каждой ступени на-
пряжения фиксируются осцилло-
графом. При очень сильном увели-
чении напряжения разряд начинает
происходить на фронте волны, как
это показано на осциллограммах
рис. 5-12.
В результате обработки осцил-
лограмм получается ряд точек
вольт-секундной характеристики
(рис. 5-13), совокупность которых
образует некоторую область, огра-
ниченную на рис. 5-13 пунктирными
линиями. Вольт-секундной характе-
ристикой обычно называется кри-
вая, проходящая через середину
этой области, причем для каждой
характеристики должны быть ука-
заны пределы отклонения от этой
средней кривой.
Форма вольт-секундной характе- | |
ристики определяется конфигураци-
ей электрического поля в промежут-
ке между электродами. В резконе-
однородном поле время разряда
очень сильно изменяется при изме-
Рис. 5-13. Вольт-секундная характеристика,
построенная по экспериментальным данным.
56
Время разряда
[Гл. 5
нении приложенного напряжения
главки образом из-за изменения
скорости формирования разряда.
Поэтому вольт-секундная характе-
ристика круто загибается вверх при
довольно больших временах (поряд-
ка нескольких микросекунд). В про-
межутке с однородным полем,
защищенном от всех внешних влия-
ний, вольт-секундная характеристи-
ка имела бы аналогичную форму,
но увеличение времени разряда
определялось бы не временем фор-
мирования разряда, а наличием
статистического запаздывания.
В открытых воздушных промежут-
ках свободные электроны непрерыв-
но создаются за счет действия
естественных ионизаторов (излуче-
ние солнца, космические лучи
и т. п.), поэтому статистическое
время разряда в таких промежут-
рах резко сокращается и вольт-
секундная характеристика пред-
ставляет собой горизонтальную
прямую линию вплоть до очень ма-
лых времен (порядка 1 мксек или
менее). Поэтому, если к открытому
воздушному промежутку с одно-
родным полем приложить монотон-
но возрастающее напряжение и из-
менять скорость роста этого напря-
жения, то время разряда будет
изменяться в широких пределах,
а разрядное напряжение останется
практически неизменным. То же са-
мое можно сказать и относительно
промежутков со слабонеоднород-
ным полем.
Примерная форма вольт-секунд-
ной характеристики в слабонеодно-
родном и резконеоднородном полях
показана на рис. 5-14.
Вольт-секундные характеристики
имеют важное значение при сопо-
ставлении электрической прочности
двух устройств. Если вольт-секунд-
ная характеристика одного проме-
жутка (si) всеми своими точками
лежит выше вольт-секундной харак-
теристики другого промежутка
(s2), как показано на рис. 5-14, то
при воздействии на эти промежутки
одного и того же напряжения пер-
вым будет всегда пробиваться про-
Рис. 5-14. Примерная форма вольт-секунд-
ной характеристики для резконеоднородно-
го (si) и слабонеоднородного (s2) полей.
межуток s2. Поэтому, если эти про-
межутки соединить параллельно, то
промежуток s2 будет являться за-
щитным, так как, пробиваясь сам.
Ой будет защищать от пробоев про-
межуток Si.
Если вольт-секундные характери-
стики двух промежутков пересе-
каются, как показано на рис. 5-15,
то при малых временах будет про-
биваться промежуток S|, а при
больших s2. Следовательно, изоля-
ционную конструкцию, обладающую
слабонеоднородным полем и поло-
гой вольт-секундной характеристи-
кой (si), невозможно защитить про-
межутком с резконеоднородным
полем, вольт-секундная характери-
стика которого резко загибается
вверх при сравнительно больших
временах разряда. Так как в изоля-
ционных конструкциях часто прини-
маются меры для выравнивания по-
ля с целью увеличения электриче-
ской прочности, аналогичные меры
приходится принимать и для защит-
ных промежутков с целью придания
Рис. 5-15. Пересечение вольт-секундных
характеристик двух промежутков.
§ 6-1]
Однородное поле
57
определенной формы их вольт-
секундным характеристикам. По-
дробнее этот вопрос будет рассмат-
риваться во второй части книги, по-
священной перенапряжениям и за-
щите от перенапряжений.
Экспериментальное определение
вольт-секундной характеристики
является весьма трудоемкой опера-
цией. Поэтому зависимость разряд-
ного напряжения от времени при
воздействии импульсных напряже-
ний часто определяется всего двумя
характерными величинами.
Одна из них называется мини-
мальным импульсным или точнее
50,%-ным импульсным разрядным
напряжением и определяется ам-
плитудой импульсной волны, при
многократном воздействии которой
на промежуток, пробой наступает
в 50% всех случаев приложения
напряжения. Это, напряжение соот-
ветствует горизонтальному участку
вольт-секундной характеристики
промежутка и времени разряда по-
рядка 6—10 мксек, Отношение
50%-ного разрядного напряжения
к разрядному напряжению при
длительном воздействии (например,
при постоянном напряжении) на-
зывается коэффициентом импульса.
В'однородном поле коэффициент
импульса равен единице, т. е. раз-
рядное напряжение при импульсах
и при длительном воздействии (по-
стоянное напряжение, напряжение
промышленной частоты) равны.
В резконеоднородных полях коэф-1
фиЦиент импульса всегда больше
единицы, за исключением некото-
рых специальных случаев разряда
по поверхности, о которых будет
идти речь в гл. 7. При этом коэф-
фициент импульса в сильной степе-
ни зависит от длины волны, стре-
мясь к единице при ее увеличении.
Второй характерной величиной
является разрядное напряжение при
времени разряда 2 мксек, что соот-
ветствует разряду на максимуме
стандартной волны. Отношение это-
го разрядного напряжения к раз-
рядному напряжению при длитель-
ном воздействии может быть
названо коэффициентом импульса
при времени 2 мксек. Для однород-
ного или слабонеоднородного поля
коэффициент импульса при времени
2 мксек также практически равен
единице, а для резконеоднородного
поля он может быть значительно
больше единицы и существенно
больше коэффициента импульса,
соответствующего 50%-ному раз-
рядному напряжению.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
РАЗРЯДНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ГАЗАХ ПО ОПЫТНЫМ ДАННЫМ
6-1. ОДНОРОДНОЕ ПОЛЕ
Большинство экспериментальных
данных по однородному полю отно-
сится к небольшим расстояниям
между электродами, так как в длин-
ных промежутках создание одно-
родного поля потребовало бы при-
менения электродов очень больших
размеров.
Электрическая прочность про-
межутка с однородным полем оди-
накова при постоянном напряжении
и промышленной частоте и может
с достаточной степенью точности
определяться по эмпирической фор-
муле
Uo — 6,66 j/os -ф- 24,558s, кв, (6-1)
где s — расстояние между электро-
дами, СМ',
6—относительная плотность
воздуха.
Формула (6-1) полностью соот-
ветствует закону Пашена, так как
содержит s п б только в виде про-
изведения. Эксперимент, однако,
показывает, что при больших дав-
лениях наблюдаются некоторые
отклонения от этого закона. В ка-
честве примера на рис. 6-1 приве-
дены зависимости разрядного на
пряжения от давления при различ-
58
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[ Гл. 6
Рис. 6-1. Разрядные напряжения в одно-
родном поле при различных давлениях воз-
духа.
Цифры у кривых означают расстояние между
электродами, мм.
них расстояниях между электрода-
ми. Из сопоставления кривых сле-
дует, что, например, при 5=1,06 мм
и р = 40от (ps = 3 200 см-ммрт. ст.)
разрядное напряжение равно 75 кв,
а при 5 = 2,12 мм и р = 20 ат,
г. е. при том же ps оно увеличи-
вается до 100 кв. Таким образом,
увеличение давления приводит
к несколько меньшему возрастанию
разрядного напряжения, чем уве-
личение расстояния между электро-
| дами.
Рис. 6-2. Зависимость разрядного напряже-
ния в однородном поле от произведения ps
для различных газов.
Цифры у кривых означают давление
газа, ат.
Отклонения от закона Пашена
иллюстрируются также кривыми
рис. 6-2, где приведены зависимо-
сти разрядного напряжения в неко-
торых газах от произведения ps
при различных расстояниях между
электродами.
6-2. ПРОМЕЖУТОК
МЕЖДУ ДВУМЯ ШАРАМИ
Искровой промежуток между
двумя шарами является классиче-
ским примером слабонеоднородного
поля, причем степень неоднородно-
сти возрастает при увеличении от-
ношения расстояния между шарами
s к их диаметру D. Как уже ука-
зывалось выше, шаровой промежу-
ток является общепризнанным
в мировой практике прибором для
измерения амплитудных значений
переменного, постоянного и им-
пульсного напряжений. Этим объ-
ясняется очень большое внимание,
уделявшееся в ряде стран мира
экспериментальному определению
разрядных напряжений различных
шаровых промежутков.
Выбор шарового разрядника
в качестве измерительного искрово-
го промежутка определяется сле-
дующими его свойствами:
(а) Вольт-секундная характери-
стика шарового промежутка в боль-
шом интервале времен представля-
ет собой горизонтальную прямую
линию, а следовательно, разрядное
напряжение промежутка не зависит
от длительности приложения на-
пряжения и закона его изменения
во времени.
б) Из всех промежутков со
слабонеоднородным полем шаровой
промежуток легче всего выполнить,
и он имеет наименьшие размеры.
Например, в случае применения
промежутка между двумя плоско-
стями каждая плоскость должна
была бы иметь закругленные края,
и при том же разрядном расстоянии
диаметр плоских электродов дол-
жен был бы быть в несколько раз
больше диаметра шара.
На основании обработок экспе-
риментальных данных была пред-
§ 6 2]
Промежуток, между двумя шарами
59
ложена следующая эмпирическая
формула для определения разряд-
ного напряжения промежутка меж-
ду двумя шарами радиуса г:
Uo = 27,28r X
(6-2)
которая, как видно, полностью
удовлетворяет закону подобия раз-
рядов.
Эта формула получена для
уединенных шаров, когда влиянием
земли можно пренебречь и напря-
женности поля на обоих шарах
в точности одинаковы. В реальных
шаровых промежутках влиянием
земли пренебрегать нельзя, так как
обычно измеряемое напряжение
приложено между высоковольтным
выводом и землей, поэтому один из
измерительных шаров должен быть
заземлен. При этом картина элек-
трического поля между шарами
приобретает вид, показанный на
рис. 6-3. Заряд, а следовательно, и
напряженность поля на незаземлен-
ном шаре оказывается больше, чем
на заземленном, и разряд всегда
начинается в точке Р на поверхно-
сти незаземленного шара, лежащей
на оси промежутка (вертикальное
расположение шаров) или в непо-
средственной близости от нее (гори-
зонтальное расположение шаров).
На рис. 6-4 показано сравнение
разрядного напряжения шарового
промежутка диаметром Д = 50 см
Рис. 6-3. Картина электрического поля
в шаровом промежутке с одним заземлен-
ным шаром.
Рис. 6-4. Разрядное напряжение промежут-
ка между шарами диаметром 50 см при
промышленной частоте (нормальные атмо-
сферные условия).
/ — опытная кривая; 2 — расчет по эмпирической
формуле (6-2).
с рассчитанным по (6-2). Как вид-
но, при малых расстояниях между
электродами расчет дает очень хо-
рошее совпадение с опытными дан-
ными, так как влияние земли при
таких расстояниях пренебрежимо
мало. Однако при расстояниях
больше 20 см намечается расхожде-
ние опытных и экспериментальных
данных, которое постепенно увели-
чивается до 10% при расстоянии
s = 40 см.
Это обстоятельство привело
к необходимости ввести определен-
ные нормы на устройство шаровых
разрядников с тем, чтобы влияние
земли во всех измерительных про-
межутках было бы одинаковым.
По международным правилам
устройство шарового разрядника
должно удовлетворять эскизным
чертежам рис. 6-5,а или б. Верти-
кальное расположение 'шаров
(рис. 6-5,а) наиболее часто употреб-
ляется при измерении больших
напряжений. Для измерения отно-
сительно низких напряжений обыч-
но используется горизонтальное
расположение шаров (рис. 6-5,6),
при котором перемещается также
заземленный шар.
Для обеспечения необходимой
точности измерений, помимо ука-
занных на рис. 6-5 размеров, долж-
ны быть также соблюдены расстоя-
ния А и В. Расстояние А есть высо-
та точки Р на оси незаземленного
60
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[Гл. 6
^I,5D
Рис. 6-5. Эскиз стандартных шаровых
измерительных промежутков.
Указанные на чертеже размеры должны
удовлетворять требованиям табл. 6-1.
ЕН — провод от источника измеряемого напряже-
ния; Р— точка максимальной напряженности на
поверхности незаземленного шара.
шара до земли. Размер В представ-
ляет собой радиус сферы, внутри
которой не должно находиться ни-
каких посторонних объектов. Реко-
мендуемые величины А и В приве-
дены в табл. 6-1.
При выполнении этих требова-
ний измерение шарами обеспечива-
ет точность порядка 3% при напря-
жении промышленной частоты в
импульсах. При постоянном напря-
жении точность измерений значи-
тельно ниже.
Разрядные напряжения шаро-
вых промежутков стандартного
устройства исследовались в лабо-
раториях многих стран мира. Ре-
Таблица 6-1
Расстояния от измерительных шаров
до поверхности земли и до
посторонних предметов
Диаметр шаров D. см Наимень- шая вели- чина А Наиболь- шая вели- чина А Наимень- шая вели- чина В
6,25 7D 9D 140
10—15 6D 30 120
25 5D 7D 100
50 4D &D 80
75 4D 60 80
100 3,50 50 70
150 за 40 60
200 3D 40 60
зультаты отдельных измерений
обобщались Международной элек-
тротехнической комиссией, рекомен-
дующей пользоваться значениями
разрядных напряжений, приведен-
ными в табл. 6-2 и 6-3, которые со-
ставлены применительно к нор-
мальным атмосферным условиям
(/=20°С, р = 760 мм рт. ст.). При
других атмосферных условиях сле-
дует вносить поправку на относи-
тельную плотность воздуха в соот-
ветствии с табл. 3-2.
При рассмотрении табл. 6-2 и
6-3 обращает на себя внимание раз-
ница в разрядных напряжениях при
импульсной волне положительной
полярности и при всех остальных
видах напряжения. Для объяснения
этой разницы прежде всего отме-
тим, что при постоянном напряже-
нии разрядное напряжение шарово-
го промежутка наиболее нестабиль- у
но,““поэтому измерение постоянного
напряжения происходит с наимень-
шей точностью. По всей вероятно-
сти это связано с тем, что находя-
щиеся в воздухе пылинки, попадая
в электрическое поле, притягивают-
ся к одному из электродов, оседают
на его поверхности и создают мест-
ные усиления поля, способствующие
более раннему развитию разряда.
Поэтому при постоянном напряже-
нии независимо от полярности поль-
зуются табл. 6-2, дающей меньшее
значение разрядного напряжения.
При импульсах (так же как и на-
пряжении промышленной частоты)
в силу недостаточного времени осе-
§ 6-2]
Промежуток между двумя шарами
61
дание пыли на электродах под дей-
ствием электрического поля не про-
исходит и сказывается влияние
полярности. Как видно из таблиц,
при положительной полярности раз-
рядное напряжение получается вы-
ше, причем разница в разрядных
напряжениях начинает чувствовать-
ся только при больших расстояниях
между электродами, когда степень
неоднородности поля достаточно
велика. Объяснить это можно
с помощью рассуждений, приведен-
ных в начале § 4-3, где показано,
что при положительной полярности
стержня в резконеоднородном поле
промежутка стержень—плоскость,
выполнение условий самостоятель-
ности разряда оказывается затруд-
ненным вследствие влияния объем-
ных зарядов, созданных предшест-
вующими несамостоятельными ста-
диями разряда. Для резконеодно-
родного поля из этих рассужде-
ний последовал вывод, что при по-
ложительном стержне напряжение
появления короны должно быть вы-
ше, чем при отрицательном стерж-
не. В промежутке шар—шар даже
при расстояниях s порядка диамет-
ра шара поле остается слабонеодно-
родным, поэтому устойчивое су-
ществование короны невозможно и
выполнение условия самостоятель-
ности разряда означает пробой про-
межутка. Поэтому в слабонеодно-
родных полях разрядное напряже-
ние при положительной полярности
должно быть несколько выше, чем
при отрицательной полярности элек-
трода, на котором напряженность
поля наибольшая.
При переменном напряжении
пробой наступает в тот полупериод,
когда пробивное напряжение мень-
ше. Поэтому в резконеоднородных
полях разрядное напряжение про-
мышленной частоты совпадает
с разрядным напряжением при
положительной полярности, а в сла-
бсшерднородних полях — с разряд-
ным напряжением при отрицатель-
ной полярности.
При измерении импульсных на-
пряжений данные табл. 6-2 и 6-3
с сохранением гарантированной точ-
ности (3%) можно использовать
только в том случае, если время
разряда не менее 2 мксек. При
меньших временах начинает сказы-
ваться запаздывание разряда и
пробивное напряжение повышается,
как это видно из табл. 6-4.
• Своеобразно изменяется коэффи-
циент импульса шарового разряд-
ника при малых временах разряда
в зависимости от расстояния между
электродами. Когда расстояние
между шарами невелико, так что
поле остается слабонеоднородным,
при уменьшении расстояния между
электродами коэффициент импуль-
са возрастает, так как шары все
больше загораживают межэлектрод-
ное пространство от действия внеш-
него ионизатора, вследствие чего
увеличивается статистическое вре-
мя запаздывания. При больших
расстояниях между электродами,
когда степень неоднородности поля
достаточно возрастает, начинает
сказываться увеличение времени
формирования разряда, которое,
как известно, с увеличением степе-
ни неоднородности поля возрастает.
Поэтому при определенном расстоя-
нии между шарами коэффициент
импульса должен иметь минимум.
Этот минимум обычно лежит при
-^>0,5, так что в табл. 6-4 он
выявляется только в немногих слу-
чаях (например, шары диаметром
25 см при времени 0,1 мксек и от-
рицательной полярности импульса).
Распространенным средством
уменьшения погрешности измерения
при малых временах является ис-
кусственная ионизация промежутка
путем подсвечивания его ртутно-
кварцевыми лампами или другими
источниками коротковолнового из-
лучения (см. гл. 5). В последнее
время для этой цели широко стали
применять препараты радиоактив-
ных веществ, помещаемые внутри
шаров. Облучение промежутка
обычно применяется в разрядниках
с шарами малых диаметров (до
10—15 см).
62
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
(Гл. 6
Таблица 6-2
Разрядные напряжения шаровых промежутков (при импульсах 50% разрядные
напряжения), квыакс при 20° С и 760 мм рт. ст. для переменного напряжения,
постоянного напряжения обеих полярностей и для стандартной импульсной
волны отрицательной полярности. Один шар заземлен
Расстоя- ние меж- ду шара- ми, см z Диаметр шаров, см
2 5 6.25 10 12.5 15 25 50 75 100 150 200
0,05 0,10 0,15 2,8 4,7 6,4 /
0,20 0,25 8,0 9.6 8,0 9,6’
0,30 11,2 11,2
0,40 14,4 14,3 14.2
0,50 0,60 0,70 17,4 20,4 23,2 17,4 20,4 23,4 17,2 20,2 23,2 16,8 19,9 23,0 16,8 19,9 23,0 16,8 19,9 23,0
0,80 0,90 25,8 28,3 26,3 29,2 26,2 29,1 26,0 28,9 26,0 28,9 26,0 28,9
1 ,0 1,2 1,4 30,7 (35.1) (38,5) 32,0 37,6 42,9 31,9 37,5 42,9 31,7 37,4 42,9 31,7 37,4 42.9 31,7 37,4 42,9 31,7 37,4 42,9
1,5 (40,0) 45,5 45,5 45,5 45,5 45,5 45,5
1,6 1,8 48,1 53,0 48,1 53,5 48,1 53,5 48,1 53,5 48,1 53,5 48,1 53,5
2,0 2,2 51,5 61,5 58,5 63,0 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5
2,4 2,6 2,8 65,5 (69,0) (72,5) 67,5 72,0 76,0 69,5 74,5 79,5 70,0 75,0 80,0 70,0 75,0 80,5 70,0 75,5 81,0 70,0 75,5 81,0 70,0 75,5 81 ,0
3,0 3,5 (75,5) (82.5) 79,5 (87,5) 84,0 95,0 85,0 97,0 85,5 98,0 86,0 99,0 86,0 99,0 86,0 99,0 86,0 99,0
4,0 (88.5) (95,0) 105 108 НО 112 112 112 112
4,5 (101) 115 119 122 125 125 125 125
5,0 (107) 123 129 133 137 138 138 138 138
5,5 6,0 (131) (138) 138 146 143 152 149 161 151 164 151 164 151 164 151 164
6,5 7,0 7,5 (144) (150) (155) (154) (161) (168) 161 169 177 173 184 195 177 189 202 177 190 203 177 190 203 177 190 203
8,0 (174) (185) 206 214 215 215 215
§ 6-2]
Промежуток между двумя шарами
63
Продолжение табл. 6-2
Расстоя- ние меж- ду шара- ми, см Диаметр шаров, см
2 5 6.25 10 12.5 15 25 ! 50 75 100 150 200
*
10 (195) (209) 244 263 265 266 266 263
11 12 4219) (229) 261 275 286 309 290 315 292 318 292 318 292 318
13 14 (289) (302) 331 353 339 363 342 366 342 366 342 366
15 16 17 18 19 (314) (326) (337) (347) (357) 373 392 411 429 445 387 410 432 453 473 390 414 438 462 486 390 414 438 462 486 390 414 438 462 486
20 (366) 460 492 510 510 510
22 24 26 28 489 5J5 (540) (565) 530 565 600 635 555 595 635 675 560 610 655 700 560 610 660 705
30 32 34 36 38 (585) (605) (625) (640) (655) 665 695 725 750 (775) 710 745 780 815 745 745 790 835 875 915 750 795 840 885 930
40 (670) (800) 875 955 975
45 50 55 60 (850) (895) (935) (970) 945 1 010 (1 060) (1 НО) 1 050 I 130 1 210 1 280 1 080 1 180 1 260 1 340
65 70 75 (1 160) (1 200) (1 230) 1 340 1 390 1 440 1 410 1 480 1 540
80 85 (1 490) (1 540) 1 600 1 660
90 100 ПО 120 (1 580) (1 660) (1 730) (1 800) 1 720 1 840 (1 940) (2020)
130 (2100)
140 150 (2180) (2250)
Примечания: L Данные таблицы неприменимы к лмпульсным напряжениям с амплитудой
меньше 10 кв.
$
2. Данные для > 0 5 имеют пониженную точность и поэтому заключены в скобки
64
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[Гл. 6
Таблица 6-3
Разрядные напряжения шаровых промежутков (при импульсах 50% разрядные
напряжения), квмакс при 20° С и 760 мм рт. ст. для стандартной импульсной
волны положительной полярности. Один шар заземлен
Расстоя- ние меж- ду шара- ми, см Диаметр шаров, см
2 5 6.25 10 12.5 15 25 50 75 100 150 100
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
0,30 11,2 11,2
0,40 14,4 14,3 14,2
0,50 0,60 0,70 17,4 20,4 23,2 17,4 20,4 23,4 17,2 20,2 23,2 16,8 19,9 23,0 16,8 19,9 23,0 16,8 19,9 23,0
0,80 0,90 25,8 28,3 26,3 29,2 26,2 29,1 26,0 28,9 26,0 28,9 26,0 28,9
1,0 1,2 1,4 30,7 (35,1) (38,5) 32,0 37,8 43.3 31 ,9 37,6 43,2 31 ,7 37,4 42,9 31,7 37,4 42,9 31,7 37,4 42,9 31 ,7 37,4 42,9
1,5 (40,0) 46,2 45,9 45,5 45,5 45,5 45,5
1.6 1,8 49,0 54,5 48,6 54,0 48,1 54,0 48,1 54,0 48,1 54,0 48,1 54,0
2,0 2,2 59,5 64,0 59,0 64,0 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5 59,0 64,5
2,4 2,6 2,8 69,0 (73,0) (77,0) 69,0 73,5 78,0 70,0 75,5 80,5 70,0 75,5 80,5 70,0 75,5 80,5 70,0 75,5 81 ,0 70,0 75,5 81 ,0 70,0 75,5 81 ,0
3,0 3,5 (81 ,0) (90,0) 82,0 (91 ,5) 85,5 97,5 85,5 98,0 85,5 98,5 86,0 99,0 86,0 99,0 86,0 99,0 86,0 99,0
4,0 (97,5) (101) 109 110 111 112 112 112 112
4,5 (Ю8) 120 122 124 125 125 125 125
5,0 (115) 130 134 136 138 138 138 138 138
5,5 6,0 (139) (148) 145 155 147 158 151 163 151 164 151 164 151 164 151 164
6,5 7,0 7,5 8,0 9,0 (156) (163) (170) (164) (173) (181) (189) (203) 168 178 187 (196) (212) 175 187 199 211 233 177 189 202 214 239 177 190 203 215 240 177 190 203 215 241 177 190 203 215 241
§ 6-2]
Промежуток между двумя шарами
65
Продолжение табл. 6-3
Расстоя- Диаметр шаров, см
шарами.
CJW 2 5 6>25 '° 12-5 '5 25 б0 75 100 150 200
10 (215) (226) 254 263 265 266 266 266
11 12 (238) 273 287 290 292 292 292
(249) 291 311 315 318 318 318
13 14 (308) 334 339 342 342 342
(323) 357 363 366 366 366
15 16 ЛАО 387 390 390 390
17 (350) 402 411 4]4 4|4
18 <332> 422 435 438 438 438
19 (374) 442 458 462 462 462
(385) 461 482 486 486 • 486
20 (395) 480 505 510 510 5Ю
22
24 3*9 345 555 560 560
26 540 585 600 610 бю
28 379 620 645 655 660
(595) 660 685 700 705
30 32 (620) 695 725 745 750
34 (640) 725 760 790 795
36 (б®) 733 795 835 840
38 (680) 785 830 880 885
(700) (810) 865 925 935
40 (715) (835) 900 965 980
45 50 (890) 980 1 060 1 090
55 (940) 1 040 1 150 1 190
60 (985) (1 ЮО) 1 240 1 290
(1 020) (1 150) 1 310 1 380
65 70 (I 200) 1 380 1 470
75 (1 240) 1 430 1 550
(1 280) ] 480 I 620
80
85 (1 530) 1 690
(1 580) 1 760
90
100 (1 630) 1 820
НО (1 720) fl 930)
120 (1 790) (2 030)
(1 860) (2 120)
130
(2 200)
140
150 (2 280)
(2 350)
5—314
66
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[ Гл. 6
Таблица 6-4
Отношение пробивного напряжения
при различных временах разряда
к пробивному напряжению при
времени 2 мксек для различных
шаровых промежутков в воздухе при
нормальных атмосферных условиях
Диаметр шаров, см Поляр- ность «0 U г№2м.ксек
1 мксек 0,6 мксек 0,1 мксек
16 1.17 1,35 1,71
6,25 + 32 1 ,07 1,17 1,43
64 1,06 1,22 1,47
16 1,13 1,22 1,35
25 + 32 1,07 1,14 1,27
76 1,06 1,13 1,27
4 1,03 1,10 1,64
8 1,01 1,09 1,44
200 + 16 1,01 1,09 1,35
32 1,00 1,06 1,23
16 1,19 1.41 1 ,75
6,25 — 32 1,10 1,27 1,54
64 1,08 1,24 1,53
16 1,18 1,35 1,61
25 — 32 1,12 1,19 1,39
64 1,08 1,23 1,48
4 1,03 1,16 1,75
8 1,03 1.17 1,57
200 — 16 1,04 1,15 1,42
32 1,01 1,09 1,27
Для иллюстрации эффективности
различных способов облучения
промежутка на рис. 6-6 приведены
разбросы разрядных напряжений
в промежутке длиной 3 см между
шарами диаметром 12,5 см при по-
ложительной волне 1/5 мксек.
Рис. 6-6. Влияние различных видов облуче-
ния на разбросы разрядных напряжений.
По оси ординат откладывается отношение числа
разрядов п з промежутке при данном напряже-
нии к общему числу поданных на промежутки
импульсов По.
1 — облучение промежутка соседним искровым
разрядом нли препаратом радия; 2 — облучение
ртутио-кварцевой лампой, находящейся на рас-
стоянии 30 см от промежутка; 3 — то же ио на
расстоянии 100 см; 4 — необлученный промежуток.
6-3. ПРОМЕЖУТКИ
СТЕРЖЕНЬ—ПЛОСКОСТЬ
И СТЕРЖЕНЬ—СТЕРЖЕНЬ
При небольшом расстоянии меж-
ду электродами разрядное напря-
жение промежутка стержень —
плоскость сильно зависит от формы
конца стержня, особенно если
стержень имеет положительную по-
лярность. Это хорошо видно из.
сравнения рис. 6-7,а и б, один из
которых относится к стержню с за-
остренным концом, а другой соот-
ветствует стержню с закругленным
концом.
На рис. 6-7,6 мы опять сталки-
ваемся со случаем, когда соотноше-
ние между разрядными напряже-
ниями при положительной и отри-
цательной полярностях стержня
изменяется при изменении степени
неоднородности поля, которая уве-
личивается с ростом расстояния
между электродами (см. § 6-2).
Точка пересечения кривых рис. 6-7,6
соответствует переходу от слабо-
неоднородного поля к резконеодно-
родному. Слева от точки пересе-
чения коронный разряд не возни-
кает.
При больших расстояниях меж-
ду электродами форма конца стерж-
ня перестает играть существенную
роль и разрядные напряжения стре-
мятся к разрядному напряжению
условного промежутка точка —
плокость, в котором один из элек-
тродов имеет исчезающе малые гео-
метрические размеры. Иллюстраци-
ей этому могут служить кривые зави-
симости разрядного напряжения
промежутка шар—плоскость от
расстояния между электродами
при различных диаметрах шара
(рис. 6-8). Пунктиром на этом же
графике показаны разрядные на-
пряжения промежутка точка —
плоскость.
Для унификации результатов,
полученных различными лаборато-
риями, в международной практи-
ке принято применять стандартный
стержень, который представляет
собой брусок квадратного сечения
со стороной 0,5 дюйма (1,27 см),
§ 6-3]
Промежутки стержень — плоскость и стержень ~ стержень
67
Рис. 6-7. Разрядные напряжения в промежутке стержень—пло-
скость при разной форме конца стержня. Постоянное напря-
жение.
а — цилиндрический стержень диаметром 0.4 см с заостренным концом;
б — то же. но со сферическим концом.
на конце обрезанный перпендику-
лярно оси бруска.
На рис. 6-9 показаны зависимо-
сти разрядного напряжения проме-
жутков стержень—стержень и стер-
жень—'Плоскость при промышлен-
ной частоте от расстояния между
электродами, а на рис. 6-10—мини-
мальные импульсные разрядные
напряжения при стандартной волне
обеих полярностей. Приведенные
зависимости близки к прямым ли-
ниям. Поэтому разряд-
ные напряжения стерж-
невых промежутков мо-
гут оцениваться по при-
ближенным эмпириче-
ским формулам, приве-
денным в табл. 6-5.
При этом следует от-
метить, что при промыш-
ленной частоте кривые
разрядных напряжений
довольно сильно отлича-
ются от прямых линий,
особенно при больших
расстояниях между элек-
тродами, поэтому пользо-
вание эмпирическими
формулами табл. 6-5дает
лишь грубую оценку раз-
рядного напряжения.
На рис. 6-11 приведе-
ны вольт-секундные характеристики
стержневых промежутков при раз-
личных расстояниях между элек-
тродами. Пунктиром показаны со-
ответствующие значения разрядных
напряжений при промышленной ча-
стоте.
В электрических системах стерж-
невые промежутки иногда приме-
няются для координации изоляции.
С этой целью стержневой промежу-
ток устанавливается параллельно
Рис. 6-8. Зависимость разрядного напряжения проме-
жутка шар — плоскость при промышленной частоте от
расстояния между электродами для различных диамет-
ров шара.
/ — £>=12,5 СМ; 2 — 0=25 см; 3 — 0=50 см; 4 — D=75 см.
Пунктиром показано разрядное напряжение промежутка,
точка — плоскость.
5*
68
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[Гл. б
Таблица 6-5
Приближенные формулы для оценки амплитуды разрядного напряжения
промышленной частоты и минимального импульсного разрядного напряжения
промежутков стержень—стержень и стержень—плоскость в воздухе
при нормальных атмосферных условиях
(t = 20° С, р = 760 мм рт. ст.) при s > 40 см
Промежуток Вид напряжения Формула S. см. ир. квнакс
^Стержень—стержень Промышленная частота Импульс + 1,5/40 Импульс — 1,5/40 Uр = 70 + 5,2os 6'р = 75 -р 5,6s Up = 110 +6,0s
Стержень—плоскость Промышленная частота Импульс 4- 1,5/40 Импульс — 1,5/40 Up == 40 + 5,0s Up = 40 + 5,0s Up = 215 + 6,7s
защищаемой изоляции и расстояние
между электродами промежутка
выбирается таким образом, чтобы
его прочность была меньше прочно-
сти самого слабого участка заши-
.щаемой изоляции. Но не только
этим практическим применением
стержневых промежутков объясняет-
ся большой интерес, который по-
стоянно проявляется к исследова-
нию их электрической прочности.
Промежутки стержень—стержень и
стержень—плоскость являются ти-
пичным примером резконеоднород-
ного поля и их электрическая проч-
ность может с успехом использо-
ваться для приближенной оценки
электрической прочности ряда прак-
тических изоляционных конструк-
ций. В качестве примера на
Рис. '6-9. Разрядное напряжение при про-
мышленной частоте.
^Верхняя кривая — стержень — стержень; нижняя
кривая — стержень — плоскость.
рис. 6-10,ц и б пунктиром приведе-
ны кривые разрядных напряжений
промежутка провод — плоскость,
которые весьма близки к кривым
разрядных напряжений промежут-
ка стержень — плоскость.
Исследование разрядных напря-
жений стержневых промежутков
в воздухе и других газах позволи-
ло обнаружить характерные для
резконеоднородного поля аномалии
разряда при больших давлениях.
На рис. 6-12,а б, в и а показаны
зависимости от давления разряд-
ных и коронных напряжений в про-
межутке стержень — плоскость.
В этих опытах в качестве стержня
использовалась вольфрамовая про-
волочка радиусом 0,025 см с за-
кругленным концом. Расстояние
между электродами во всех опытах
составляло 0,3 см.
Из рис. 6-12,а следует, что в воз-
духе по мере возрастания давления
разрядное напряжение при отрица-
тельной полярности стержня моно-
тонно возрастает, в то время как
при положительной полярности
при некотором критическом давле-
нии имеет место резкое уменьшение
разрядного напряжения. В водоро-
де подобного явления не наблю-
дается вплоть до давлений порядка
30 ат (рис. 6-12,6), но при возра
стании давления сверх 24 ат даль-
нейший рост разрядного напряже-
ния очень сильно замедляется.
В элегазе и фреоне зависимость
§ 6-3]
Промежутки стержень — плоскость и стержень — стержень
69?
Рис. 6-10. Минимальные импульсные раз-
рядные напряжения при стандартной вол-
не положительной а и отрицательной б по-
лярности.
/ — стержень — плоскость; 2 — стержень — стер-
жень; 3 — провод — плоскость.
разрядного напряжения от давле-
ния имеет такой же характер, что
и в воздухе, но снижение разрядно-
го напряжения происходит еще бо-
лее резко и имеет место при мень-
ших давлениях (ipnc. 6-12,в и а).
Эти результаты показывают, что
максимум в кривой разрядного на-
пряжения имеет место только
в электроотрицательных газахг
в которых образование отрицатель-
ных ионов происходит весьма интен-
сивно. Как указывалось в гл. 4,
при атмосферном давлении отрица-
тельные ионы не играют существен-
ной роли в силу их малой плотно-
сти. При повышении давления
плотность пространственного отри-
цательного заряда возрастает, при-
чем его влияние приводит к уве-
личению разрядного напряжения
при положительной полярности. Но-
при некотором критическом давле-
нии существование устойчивого
отрицательного объемного заряда
делается, по-видимому, невозмож-
ным, поэтому разрядное напряже-
ние резко падает.
Рис. 6-13 показывает, что анало- i
гичные аномалии разряда имеют
место и в промежутке между двумя
стержнями (стержни стандартной
формы). Максимум в кривой раз-
рядного напряжения тем более рез-
ко выражен, чем больше расстояние
между электродами. При малых
расстояниях (0,5 см и менее) ма-
ксимум отсутствует, так как поле
между двумя стандартными стерж-
нями при таких малых расстояниях
является практически однородным.
Рис. 6-11. Вольт-секундные характеристики
промежутков стержень — стержень при раз-
личных расстояниях между электродами.
Стандартная волна положительной полярности.
Пунктиром показаны соответствующие разрядные
напряжения при промышленной частоте.
70
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
[Гл. 6
б)
Рис. 6-12. Зависимость от давления разряд-
ных и коронных напряжений в промежутке
стержень — плоскость для различных газов.
Постоянное напряжение.
В качестве стержня использовалась проволочка
диаметром 0.025 см с закругленным концом. Рас-
стояние между электродами s=»0.3 см; сплошные
линии — разрядное напряжение, пунктир — напря-
жение появления короны.
а — воздух; б — водород; в — фреон; г — элегаз.
г)
Рис. 6-14 показывает, что ано-
малии разряда имеют место и при
промышленной частоте и при им-
пульсах. Интересно отметить, что
при расстоянии между электродами
s = 10 см и давлении 5—10 ат им-
пульсное разрядное напряжение
оказывается существенно ниже раз-
рядного напряжения промышлен-
ной частоты. Это связано, очевидно,
с тем, что образование отрицатель-
ного объемного заряда, упрочняю-
щего промежуток, требует опреде-
ленного времени, и поэтому при
импульсах его влияние должно быть
Рис. 6-13. Зависимость от давления разряд-
ного напряжения в воздушном промежутке
стержень — стержень при постоянном на-
пряжении положительной полярности. Циф-
ры у кривых означают расстояние между
электродами, см.
§ 6-4]
Разрядное напряжение при высокой частоте
71
Рис. 6-14. Разрядные напряжения в азоте
при промышленной частоте (сплошные ли-
нии) и импульсах положительной полярно-
сти (пунктир).
Промежуток между двумя стержнями стандарт-
ной формы. Расстояние между электродами
s=2 и 10 см.
меньше. Это предположение под-
тверждается также тем, что ма-
ксимум в кривой импульсного раз-
рядного напряжения является го-
раздо менее ярко выраженным.
6-4. РАЗРЯДНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
ПРИ ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЕ
В последнее время в связи
с развитием техники высоких и
сверхвысоких частот, требующей
зачастую применения высоких на-
пряжений, усилился интерес к проч-
ности газовой изоляции при часто-
тах, сильно отличающихся от про-
мышленной. Измерения разрядных
напряжений в широком диапазоне
частот показывают, что имеется
пять диапазонов частот, в которых
зависимость разрядного напряже-
ния от частоты имеет различный
характер и определяется различ-
ными физическими процессами
(рис. 6-15).
При изменении частоты от 0 до
JKp разрядное напряжение практи-
Рис. 6-15. Характер зависимости разрядно-
го напряжения от частоты.
чески не зависит от частоты и опре-
деляется рассмотренными в преды-
дущих параграфах элементарными
процессами.
При частоте f>fKp разрядное
напряжение с ростом частоты сни-
жается, что связано с влиянием
объемных зарядов. Как неоднократ-
но указывалось, ионизация в про-
межутке происходит еще до воз-
никновения пробоя. При небольшой
частоте ионы, возникшие в один
полупериод, в течение этого же
полупериода успевают дойти до
электродов, и в последующий полу-
период процесс начинается при от-
сутствии объемного заряда. Но при
возрастании частоты до /кр часть
ионов не успевает дойти до элек-
тродов, причем это в большинстве
случаев положительные ионы, так
как скорость электронов значитель-
но больше, а число отрицательных
ионов меньше числа положительных
(так как не все электроны присо-
единяются к молекулам газа). Ко-
личество оставшихся в промежутке
ионов от полупериода к полуперио- |
ду возрастает, создается довольно
значительный объемный заряд, ко-
торый и приводит к снижению раз-
рядного напряжения. Критическая '
частота /кР зависит от давления га-
за и расстояния между электрода-
ми. Например, в воздушном проме-
жутке с однородным полем при
нормальных атмосферных условиях
и s = 0,09 см критическая частота
равна 1 000 кгц, при s=0,45 см она
уменьшается до НО кгц, а при
s=2,5 см—до 20 кгц, т. е. изменяет-
ся приблизительно обратно пропор-
ционально расстоянию. При увели-
чении давления критическая часто-
та должна уменьшаться. В резконе-
однородных полях, где образование
объемных зарядов происходит го-
раздо более интенсивно, критиче-
ская частота обычно меньше и раз-
рядное напряжение снижается бо-
лее значительно. В качестве иллю-
страции на рис. 6-16 приведена
зависимость разрядного напряже-
ния от расстояния для промежут-
ков между двумя пластинами и
72
Разрядные напряжения в газах по опытным данным
{ Гл. 6
Рис. 6-16. Влияние частоты на разрядное
напряжение в однородном (1, 2) и резко-
неоднородном (3, 4) поле при нормальных
атмосферных условиях.
Сплошные линии — частота 50 гц, пунктир — ча-
стота 500 кгц.
двумя иглами при частотах 50 гц и
500 кгц. Как видно, кривые для
двух частот промежутка между
двумя иглами начинают расходить-
ся при гораздо меньших расстояни-
ях между электродами.
Разрядное напряжение монотон-
но уменьшается при увеличении
частоты от /кр до fi, дальнейшее
увеличение частоты почти не при-
водит к снижению разрядного на-
Рис. 6-17. Зависимость разрядного напря-
жения в воздухе от частоты f при различ-
ных расстояниях s, мм, между плоскими
электродами с закругленными краями. Нор-
мальные атмосферные условия.
пряжения, что, по-видимому, связа-
но с тем, что объемный заряд
в промежутке перестает возрастать
вследствие наступающего равнове-
сия между скоростью образования
новых ионов и диффузией объемно-
го заряда на электроды.
Однако при частоте f? возможно'
новое снижение разрядного напря-
жения. При этой частоте длитель-
ность полупериода напряжения ока-
зывается меньше времени пробега
электронами межэлектродного про-
межутка. Поэтому часть электро-
нов не успевает уходить на элек-
троды, а оставаясь в промежутке,
продолжает участвовать в осущест-
влении ионизации, благодаря чему
напряжение, естественно, сни-
жается. 7
Наконец, при очень больших ча-
стотах />fs начинается возрастание
разрядного напряжения, которое
может значительно превысить раз-
рядное напряжение при промыш-
ленной частоте. При таких частотах
длительность полупериода напряже-
ния уменьшается настолько, что
некоторые электроны за это время
не успевают осуществить ни одного
акта ионизации. Для того чтобы
ионизация все же началась, необ-
ходимо увеличить приложенное на-
пряжение, благодаря чему время
пробега электрона между двумя
Рис. 6-18. Зависимость разрядного напря-
жения в водороде от давления р при раз-
ных расстояниях х между двумя сфериче-
скими электродами. Частота f=l Мгц.
1 — s=51,l мм; 2 — s=29,5 лл; 3 — s==18,6 мм.
§ 6-5]
Влияние влажности воздуха на разрядное напряжение
73
последовательными ионизирующи-
ми столкновениями уменьшится.
На рис. 6-17 приведены зависи-
мости от частоты разрядного напря-
жения в воздухе при разных рас-
стояниях между электродами одно-
родного поля. Из графика видно,
что для расстояний s=2—10 мм ча-
стота, соответствующая минимуму
разрядного напряжения, имеет по-
рядок 1 —10 Мгц.
На рис. 6-18 приведена зависи-
мость от давления разрядного на-
пряжения при разных расстояниях
между электродами и частоте /=
= 1 Мгц. Из кривых следует, что
при высокой частоте закон Пашена
не соблюдается, но U-образный ха-
рактер зависимости разрядного на-
пряжения от давления сохраняется.
6-5. ВЛИЯНИЕ ВЛАЖНОСТИ ВОЗДУХА
НА РАЗРЯДНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
В однородном поле влажность
воздуха оказывает некоторое, прав-
да очень незначительное, влияние
на величину разрядного напряже-
ния. Так, например, по данным
Ритца при нормальном атмосфер-
ном давлении в промежутке с рас-
стоянием между электродами 1 см
увеличение абсолютной влажности
воздуха от 10 до 25 мм рт. ст. по-
вышает разрядное напряжение на
2%. По всей вероятности, увеличе-
ние разрядного напряжения в одно-
родном поле при возрастании влаж-
ности связано с тем, что пары воды
являются электроотрицательным
газом. Увеличение содержания
электроотрицательного газа приво-
дит к захвату большего количества
электронов с образованием отрица-
тельных ионов, в результате чего
число ионизирующих частиц в про-
межутке уменьшается и разрядное
напряжение возрастает. Однако в
большинстве случаев влияние влаж-
ности в однородном поле настолько
мало, что его обычно не учиты-
вают.
В резконеоднородных полях уве-
личение влажности воздуха также
приводит к возрастанию разрядно-
го напряжения, однако в этом слу-
чае влияние влажности значительно'
больше. Обычно влияние влажности
воздуха определяется по отклоне-
нию от разрядного напряжения при
«стандартной» влажности, в качест-
ве которой принимается наличие
11 г паров воды в 1 м3 воз-
духа, чему соответствует парциаль-
ное давление водяных паров
8,7 мм рт. ст. В некоторых странах
за стандартную влажность прини-
мается 14,3 г/м3 или 11,3 мм рт. ст.
Графики определенного экспери-
ментально коэффициента k, на ко-
торый следует умножить разряд-
ное напряжение при данной влаж-
ности воздуха для того, чтобы по-
лучить разрядное напряжение при
нормальной влажности (14,3 г/м3)
приведены в гл. 9 (рис. 9-1). Так
как увеличение влажности приво-
дит к возрастанию разрядного на-
пряжения, этот коэффициент с ро-
стом влажности должен уменьшать-
ся. Отдельные кривые на этом
графике соответствуют различным
видам промежутков и различным
формам приложенного напряжения.
Графики справедливы также в слу-
чае разряда в воздухе по поверх-
ности изоляторов, который будет
подробно рассматриваться в гл. 7
раздела 1 и в разделе 2 книги.
Следует отметить, что в дейст-
вительности разрядные напряжения
в воздухе при различной влажности
подвержены значительным разбро-
сам, поэтому кривые рис. 9-1 дают
только порядок величин разрядных
напряжений с учетом влажности
воздуха.
74
Разряд в газе вдоль поверхности твердого диэлектрика
[Гл. 7
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
РАЗРЯД В ГАЗЕ ВДОЛЬ ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДОГО
ДИЭЛЕКТРИКА
7-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Внесение диэлектрика в воздуш-
ный промежуток существенно изме-
няет его разрядное напряжение.
При этом значительное влияние
оказывает как материал диэлектри-
ка, так и состояние его поверхно-
сти, вдоль которой развивается
разряд, а также форма электриче-
ского поля в промежутке между
электродами. Можно выделить три
характерных расположения диэлек-
трика в электрическом поле:
ill Диэлектрик помещен в одно-
родное поле так, что его поверх-
ность параллельна силовым линиям
(рис. 7-1,а). Этот случай редко
встречается в реальных изоляцион-
ных конструкциях, но часто исполь-
зуется в лабораториях для иссле-
дования основных свойств разряда
по поверхности диэлектрика. К это-
му случаю приближается также
расположение диэлектрика в слабо-
неоднородном поле, которое приме-
няется значительно чаще, особенно
в сложных изоляционных кострук-
циях.
'2. Диэлектрик расположен в
резконеоднородном поле, причем
в большинстве .точек поверхности
диэлектрика (за исключением не-
больших участков, непосредственно
примыкающих к электродам) со-
ставляющая напряженности поля,
направленная вдоль поверхности
(тангенциальная составляющая),
преобладает над нормальной со-
ставляющей. Этот случай, изобра-
женный схематически на рис. 7-1,6,
Рис. 7-1. Различные случаи расположения
диэлектрика в электрическом поле.
характерен, например, для опорных
изоляторов.
Диэлектрик расположен в рез-
конёбднсродном поле, причем прак-
тически на всей поверхности нор-
мальная составляющая напряжен-
ности преобладает над танген-
циальной (рис. 7-1,в). Такая форма
электрического поля имеет место
главным образом в проходных изо-
ляторах.
7-2. ПОВЕРХНОСТНЫЙ РАЗРЯД
В ОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
Казалось бы, что диэлектрик,
расположенный по рис. 7-1,с, не
искажает электрического поля
в воздухе, а следовательно, не дол-
жен изменять разрядного напряже-
ния. Опыт, однако, показывает,
что ^разрядное напряжение по по-
верхности диэлектрика всегда зна-
чительно ниже разрядного напря-
жения чисто воздушного промежут-
ка, причем иногда это снижение
может быть весьма значительным
(в 2 и более раз).
На величину разрядного напря-
жения по поверхности диэлектрика
прежде всего оказывает влияние
наличие воздушных прослоек меж-
ду диэлектриком и электродами.
Так как диэлектрическая проницае-
мость воздуха меньше диэлектриче-
ской проницаемости твердого ди-
электрика, напряженность поля
в воздушной прослойке в несколько
раз превышает среднюю напряжен-
ность, благодаря чему ионизация
в воздушных прослойках возникает
гораздо раньше, чем в основном
воздушном промежутке. Продукты
ионизации выходят из воздушных
щелей на поверхность диэлектрика
и способствуют более раннему за-
жиганию разряда по поверхности.
Поэтому в практических изоляцион-
ных конструкциях принимаются все
меры к тому, чтобы обеспечить
§ 7-2]
Поверхностный разряд в однородном поле
75
Рис. 7-2. Разрядные напряжения по по-
верхности стекла в однородном поле.
1 — импульсная волна 1,5/40; 2 — постоянное на-
пряжение; 3 — напряжение промышленной ча-
стоты
Пунктиром показано разрядное напряжение чисто
воздушного промежутка.
плотное соединение электродов
с твердым диэлектриком. С фарфо-
ровыми изоляторами электроды
обычно скрепляются с помощью
цемента, обеспечивающего хорошую
механическую прочность и отсутст-
вие каких бы то ни было воздуш-
ных включений.
Однако и при плотного прилега-
нии электродов к диэлектрику раз-
рядное напряжение по поверхности
остается гораздо более низким, чем
в чисто воздушном промежутке.
На рис. 7-2 приведены разрядные
напряжения по поверхности стекла
в однородном поле при различных
видах напряжения. Как видно, ски-
жение разрядного напряже-
ния по сравнению с чисто
воздушным промежутком
наиболее велико при дли-
тельного воздействии (по-
стоянное напряжение и на-
пряжение промышленной
частоты).
Важное значение имеет
зависимость разрядного на-
пряжения от влажности воз-
духа. На рис. 7-3 показаны
такие зависимости для об-
разцов из стекла и бакелита
(диаметр образцов 35 мм,
высота 30 мм). Как видно
из графиков, при увеличе-
нии относительной влажности воз-
духа (при определении относитель-
ной влажности за единицу прини-
мается парциальное давление насы-
щенного пара при тех же давлениях
и температуре) разрядное напряже-
ние вначале несколько возрастает
в соответствии с кривыми рис. 6-19.
При величине относительной влаж-
ности, соответствующей конденсации
влаги на поверхности диэлектрика
(60—705а на. рис. 7-3), происходит
резкое уменьшение разрядного на-
пряжения. В этой области влажно-
сти имеют место значительные раз-
бросы разрядных напряжений, пока-
занные на рис. 7-3 заштрихованной
зоной. При относительной влаж-
ности воздуха, близкой к 100%.
разбросы разрядных напряжений
уменьшаются, так как при этом
практически вся поверхность ока-
зывается смоченной водой и усло-
вия развития разряда делаются
достаточно стабильными. Случай
разряда по сильно увлажненной
поверхности диэлектрика будет рас-
смотрен более подробно в § 7-5.
Однако даже при небольшой
влажности воздуха поверхность
диэлектрика не остается абсолютно
сухой. Вследствие гигроскопичности
материала в диэлектрике всегда
имеется некоторый поверхностный
слой адсорбированной влаги, обла-
дающий очень большим, но все же
конечным сопротивлением. Посколь-
ку вода обладает ионной проводи-
Рис. 7-3. Зависимость разрядного напряжения в воз-
духе вдоль поверхности образца из стекла (а) и ба-
келита (б) в однородном поле от относительной
влажности воздуха.
76
Разряд в газе вдоль поверхности твердого диэлектрика
[Гл. 7
Рис. 7-4. Распределение напряжения вдоль
поверхности стекла при напряжении, близ-
ком к разрядному. Неосушенная поверх-
ность.
мостью, под действием электриче-
ского поля ионы начинают переме-
щаться к электродам. Движение
ионов в микроскопически тонком
поверхностном слое происходит
весьма медленно, поэтому в пер-
вую очередь на электроды уйдут
заряды с непосредственно приле-
гающих к ним участков поверхно-
сти. В результате вблизи каждого
электрода создается избыточное
скопление ионов того же знака, что
и заряд электрода, которое ослаб-
ляет электрическое поле вблизи
электрода. Распределение напряже-
ния вдоль поверхности искажается
[ и приобретает вид, показанный на
(рис. 7-4, т. е. поле делается неодно-
родным и разрядное напряжение
снижается по сравнению с разряд-
ным напряжением чисто воздушно-
го промежутка. Поскольку скорость
движения ионов в адсорбированном
слое влаги мала, накопление заря-
дов вблизи электродов происходит
относительно медленно и разрядное
напряжение в сильной степени
должно зависеть от времени воздей-
ствия, что и подтверждается кривы-
ми рис. 7-2.
Поскольку в развитии разряда
по поверхности диэлектрика боль-
шое значение имеет адсорбирован-
ная влага, разрядное напряжение
должно сильно зависеть от гигро-
скопичности диэлектрика. Это пред-
положение полностью подтверж-
дается кривыми рис. 7-5, из которых
Рис. 7-5. Зависимость разрядного напряже-
ния по поверхности образцов из различных
материалов в однородном поле от расстоя-
ния между электродами.
1 — парафин; 2 — фарфор; 3 — турбонит; 4 — раз-
рядное напряжение при неплотном прилегании
диэлектрика к электродам (фарфор, стекло, тур-
бо ннт); 5 — разрядное напряжение чисто воздуш-
ного промежутка.
следует, что образец из парафина,
являющегося наименее гигроско-
пичным материалом, обладает на-
ибольшей электрической прочно-
стью. На этом же рисунке показа-
но также снижение разрядного
напряжения при наличии воздуш-
ных прослоек между диэлектриком
и электродами.
При разряде вдоль поверхности
диэлектрика значительно умень-
шается влияние давления газа.
На рис. 7-6 приведены зависимости
от давления разрядного напряжения
в воздухе вдоль поверхности стек-
лянного цилиндра при различных
расстояниях между электродами.
Как видно, при малых расстояниях
после достижения определенного
давления разрядные напряжения
практически перестают увеличивать-
ся, а при больших расстояниях меж-
ду электродами даже наблюдается
максимум в кривой разрядного на-
пряжения.
Значительного увеличения раз-
рядного напряжения можно добить-
ся, если поверхность диэлектрика
§ 7-3 ] Поверхностный разряд с тангенциальной составляющей напряженности
77
Рис. 7-6. Разрядные напряжения вдоль по-
верхности фарфора в зависимости от дав-
ления воздуха при промышленной частоте
Цифры у кривых означают расстояние между
электродами, мм.
сделать ребристой и, таким обра-
зом, увеличить путь поверхностного
перекрытия. В качестве примера
«а рис. 7-7 приведены зависимости
от давления разрядных напряжений
в азоте вдоль поверхности гладкого
и ребристого текстолитовых цилин-
дров при различных расстояниях
между электродами.
7-3. ПОВЕРХНОСТНЫЙ РАЗРЯД
В РЕЗКОНЕОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
С ПРЕОБЛАДАЮЩЕЙ
ТАНГЕНЦИАЛЬНОЙ СОСТАВЛЯЮЩЕЙ
НАПРЯЖЕННОСТИ
В конструкции, изображенной
на рис. 7-1,6, разрядные напряже-
ния, естественно, снижаются по
•сравнению с рассмотренным выше
случаем однородного поля, однако
основные закономерности сохраня-
ются. На рис. 7-8 приведены зави-
симости разрядного напряжения от
расстояния между цилиндрически-
ми электродами, укрепленными на
поверхности цилиндров из различ-
ных изолирующих материалов.
Наименьшее снижение разрядного
напряжения по сравнению с чисто
воздушным промежутком имеет ме-
сто у диэлектрика с наименьшей
гигроскопичностью (парафин), при-
чем абсолютная величина этого
снижения несколько меньше, чем
в случае однородного поля. Этот
Рис. 7-7. Разрядное напряжение вдоль по-
верхности текстолитовых образцов, поме-
щенных между дисками с закругленными
краями. Постоянное напряжение.
результат является вполне естест-
венным, так как в рассматриваемом
случае неравномерная проводи-
мость поверхностного слоя влаги
лишь несколько увеличивает неод-
нородность поля, и следовательно,
Рис. 7-8. Разрядное напряжение по по-
верхности различных диэлектриков в не-
однородном поле.
Z — пробой чисто воздушного промежутка; 2 —
парафин, дерево н турбоннт; 3 — бакелит; 4 —
фарфор и стекло.
78
Разряд в газе вдоль поверхности твердого диэлектрика
[Гл. 7
Рис. 7-9. Зависимость 50%-ного импульсно-
го разрядного напряжения по поверхности
опорного изолятора от длины I экранирую-
щего электрода (по Лебедеву).
1 — волна +1,5/40; 2— волна —1,5/40.
не должна оказывать столь сильно-
го влияния на разрядное напряже-
ние.
В неоднородном поле наиболь-
шая напряженность имеет место
вблизи электродов. (В опорных изо-
ляторах один из электродов часто
бывает соединен с заземленными
конструкциями, имеющими значи-
тельные размеры. В таких случаях
напряженность поля на этом элек-
Рис. 7-10. Влияние давления воздуха на
средние разрядные напряженности для
опорных изоляторов.
1, 2— промышленная частота; 3, 4~импульс+1.5/40:
1,3 — нормальный опорный изолятор; 2, 4 — опор-
ный изолятор с экранирующим электродом.
тр-оде уменьшается и разряд начи-
нается с электрода, находящегося
под высоким потенциалом. Можно
существенно увеличить разрядное
напряжение по поверхности такого
изолятора с помощью внутреннего
экрана (рте. 7-9), уменьшающего
напряженность поля на электроде,
находящемся под напряжением.
На рис. 7-9 приведена зависи-
мость разрядного напряжения от
длины I внутреннего экрана при
импульсных напряжениях обеих
полярностей. При положительной
полярности разрядное напряжение
монотонно увеличивается по мере
увеличения длины /, что непосред-
ственно связано с уменьшением на-
пряженности поля на незаземлен-
ном электроде. При отрицательной
полярности разрядное напряжение,
напротив, снижается, сначала от-
носительно медленно, а затем зна-
чительно быстрее. Дело в том, что
в резконеоднородном поле, как это
было указано в гл. 4, развитие раз-
ряда с отрицательного электрода
сильно затруднено. Поэтому разряд
начинает развиваться с положи-
тельного электрода, даже если на-
пряженность поля на нем значи-
тельно меньше, чем на катоде.
В данном случае при отрицатель-
ном импульсе анодом является
заземленный электрод. По мере
углубления внутреннего экрана
в толщу диэлектрика напряжен-
ность поля на заземленном элек-
троде постепенно возрастает за
счет сокращения расстояния между
электродами, а в связи с этим и
уменьшается разрядное напряже-
ние. Очевидно, что целесообразная
длина внутреннего экрана опреде-
ляется равенством разрядных на-
пряжений при положительной и от-
рицательной полярностях.
На рис. 7-10 приведена зависи-
мость разрядных напряженностей
вдоль поверхности изоляторов двух
типов от давления воздуха. Как
видно, при экранировке незаземлен-
ного электрода внутренним экраном
влияние давления оказывается зна-
чительно большим.
§ 7-4 ] Поверхностный разряд с нормальной составляющей напряженности
70
Так же как и в однородном по-
ле, устройство ребер на поверхно-
сти диэлектрика может значительно
увеличить разрядное напряжение.
При этом наибольшее значение
имеют ребра, расположенные в об-
ласти сильного поля, т. е. у неза-
зем ленного электрода опорного
изолятора. Помимо увеличения пу-
ти перекрытия по поверхности, эти
ребра играют роль барьеров, ана-
логичных барьерам в чисто газо-
вых промежутках (см. гл. 4). При-
менение ребер широко использует-
ся при конструировании изолято-
ров различных типов.
7-4. ПОВЕРХНОСТНЫЙ РАЗРЯД
В РЕЗКОНЕОДНОРОДНОМ ПОЛЕ
С ПРЕОБЛАДАЮЩЕЙ НОРМАЛЬНОЙ
СОСТАВЛЯЮЩЕЙ НАПРЯЖЕННОСТИ
Наличие большой нормальной
составляющей напряженности элек-
трического поля на поверхности
диэлектрика приводит к значитель-
ному снижению разрядного напря-
жения и изменению характера раз-
ряда. Ионизация во всех случаях
'Начинается в точке А рис. 7-1,в, где
абсолютная величина напряженно-
сти поля весьма велика благодаря
малому расстоянию между электро-
дами. Поэтому уже при относитель-
но небольших напряжениях на
краю электрода возникает светя-
щаяся полоска коронного разряда.
При увеличении напряжения раз-
ряд приобретает форму слабо све-
тящихся нитей, распространяющих-
ся по направлению к противопо-
ложному электроду. Длина этих
нитей растет приблизительно про-
порционально приложенному на-
пряжению. При некотором опреде-
ленном значении напряжения ка-
налы разряда преобразуются,
делаются гораздо более яркими и
длина их начинает расти значи-
тельно быстрее приложенного на-
пряжения, так что вскоре они пере-
крывают все расстояние между
электродами и происходит полный
пробой промежутка. Эта последняя
стадия получила название «скользя-
щих разрядов», так как действи-
тельно каналы разрядов как бы
прилипают к поверхности диэлек-
трика, не отрываясь от нее на всем
пути между электродами.
Образование скользящих разря-
дов можно объяснить следующим
образом. Во второй стадии разряда
вдоль каналов отдельных нитей
двигаются ионы, созданные ударной
ионизацией. Из-за большой нор-
мальной составляющей напряжен-
ности электрического поля эти
ионы непрерывно бомбардируют
поверхность диэлектрика, приводя
к местным повышениям температу-
ры. По мере увеличения напряже-
ния число ионов, перемещающихся
по нитям разряда, увеличивается,
благодаря чему возрастает темпе-
ратура в отдельных точках поверх-
ности. При определенном напряже-
нии эта температура оказывается
достаточной для возникновения тер-
мической ионизации, под действием
которой число ионов в каналах
резко возрастает. В связи с этим
резко уменьшается сопротивление
каналов, уменьшается падение на-
пряжения в каналах, а на концах,
каналов увеличивается напряжен-
ность поля, способствуя их интен-
сивному удлинению. Таким обра-
зом, образование скользящих раз-
рядов непосредственно связано
с возникновением термической
ионизации на поверхности диэлек-
трика.
Протекающий по каналу разря-
да ток затем замыкается через ем-
кость канала относительно противо-
положного электрода. Поэтому
величина тока, число двигающихся
ионов и создаваемый ими нагрев
поверхности диэлектрика в силь-
ной степени должны зависеть от
величины этой емкости и от скоро-
сти изменения во времени прило-
женного напряжения. Емкость,
канала разряда пропорциональна
величине емкости единицы поверх-
ности диэлектрика относительно
противоположного электрода (так
называемая удельная поверхност-
ная емкость).
80
Разряд в газе вдоль поверхности твердого диэлектрика
[ Гл. 7
При промышленной частоте на-
пряжение появления скользящих
разрядов может определяться по
следующей эмпирической формуле:
^ск = ^-10-*^действ, (7-1)
где С — удельная поверхностная
емкость, ф!см2. Формула дает хоро-
шее совпадение с опытом при С>
>0,25-10-12 ф/см2_
Длина канала скользящего раз-
ряда, помимо приложенного напря-
жения, зависит от скорости его
изменения во времени и от удель-
ной поверхностной емкости. Эта
зависимость приблизительно может
характеризоваться предложенной
Тендером формулой
lCK = kCW f-,
(7-2)
где (ск — длина канала скользящего
разряда, см',
U — приложенное напряжение,
кв (амплитудное значение);
С — удельная поверхностная
емкость, ф/смг‘,
dU
—максимальная скорость из-
менения приложенного на-
пряжения, кв/мксек',
/г—-39-1015 для положитель-
ных импульсов и 33-1015
для отрицательных импуль-
сов. '
Если вместо /ск подставить рас-
стояние между электродами по по-
верхности диэлектрика, то форму-
ла (7-2) позволит определить вели-
чину разрядного напряжения.
При постоянном напряжении ток
в каналах разряда не может замы-
каться через поверхностную ем-
кость, в результате заряды оседают
на поверхности диэлектрика, посте-
пенно выравнивая распределение
напряжения. Таким образом, иони-
зационный ток не достигает вели-
чины, достаточной для образования
термической ионизации. Удельная
поверхностная емкость перестает
играть определяющую роль, и вели-
чина разрядного напряжения сохра-
Рис. 7-11. Зависимость длины скользящих
разрядов от напряжения при импульсах.
1 — стеклянная трубка с наружным диаметром
0,95 см и внутренним диаметром 0.79 см (0,95/0,79);
2 — стеклянная трубка 0.9/0,63; 3 — стеклянная
трубка 1,01/0.6.
няется высокой, приближаясь к раз-
рядному напряжению воздушного
промежутка.
В качестве иллюстрации на
рис. 7-11 и 7-12 приведены зависи-
мости разрядных напряжений от
расстояния между электродами при
импульсах и при постоянном напря-
жении. При импульсах толщина
диэлектрика (а следовательно, и
удельная поверхностная емкость)
оказывает очень сильное влияние
на величину разрядного напряже-
ния по поверхности, при постоянном
же напряжении влияние толщины
диэлектрика ничтожно мало.
Рис. 7-12. Зависимость напряжения пере-
крытия по поверхности бакелитового образ-
ца от длины. Постоянное напряжение (по
Лебедеву).
/ — электрод а положительный; 2 — электрод а
отрицательный.
§ 7-4] Поверхностный разряд с нормальной составляющей напряженности
81
Следует обратить внимание на
то обстоятельство, что при импуль-
сах и при промышленной частоте
разрядное напряжение с ростом
расстояния между электродами уве-
личивается весьма медленно, осо-
бенно при больших абсолютных
величинах расстояний и небольших
толщинах диэлектрика. Поэтому
в практических конструкциях про-
ходных изоляторов приходится при-
нимать дополнительные меры для
увеличения разрядного напряжения
по поверхности, чтобы сохранить^
относительно небольшие габариты ।
изолятора (см. раздел 3).
Как указывалось выше, в первой
стадии развития каналов поверх-
ностного разряда их длина прибли-
зительно пропорциональна величи-
не приложенного напряжения и
очень мало зависит от скорости
его изменения во времени. Это свой-
ство поверхностного разряда в элек-
трическом поле с большой нормаль-
ной составляющей напряженности
используется в специальных прибо-
рах — клидонографах, предназна-
ченных для измерения амплитуды
импульсного напряжения. ч
Схема устройства простейше-
го клидонографа показана на
рис. 7-13. Измеряемое напряжение
включается между иглой 1 и метал-
лической пластиной 2. Диэлектрик
ком служит фотопластинка 3, рас-
положенная эмульсией в сторону
игольчатого электрода. Прибор
помещается в изолирующий свето-
непроницаемый корпус 4, обычно
изготовляемый из пластмассы. При
приложении к клидонографу доста-
точно большого напряжения (более
2—3 кв) с иглы начинают разви-
ваться поверхностные разряды, воз-
действующие на эмульсию фото-
пластинки. После проявления следы
каналов разряда остаются на нега-
тиве в виде черных, а на позити-
ве — белых линий. Поскольку с иг-
лы одновременно прорастает не-
сколько каналов, на фотографии
появляется серия линий, образую-
щая так называемые фигуры Лих-
тенберга, диаметр которых зависит
Рис. 7-13. Схема устройства
клидонографа.
1 — игольчатый электрод; 2 — пло-
ский электрод; -3 — фотопластинка,
иасполбжеиная эмульсией кверху;
4— светонепроницаемый корпус из
изоляционной пластмассы.
от амшлитуды приложенного напря-
жения.
На рис. 7-14 приведены типич-
ные фотографии (клидонограммы)
для положительной и отрицатель-
ной полярностей иглы. Характер
клидонограмм очень сильно зависит
от полярности, так что с помощью
клидонографа можно определять
не только амплитуду, но и поляр-
ность импульса. Положительная
фигура состоит из относительно не-
большого числа длинных сильно
искривленных каналов. Отрицатель-
ная фигура, наоборот, содержит
большое число практически прямо-
линейных каналов небольшой дли-
ны. Эта разница объясняется
влиянием поверхностных зарядов,
оставляемых первыми лавинами
•электронов, аналогично влиянию
объемных зарядов в газовом проме-
жутке игла—плоскость (см. гл. 4).
При использовании клидоногра-
фа в качестве измерительного при-
бора предварительно должна осу-
ществляться его градуировка,
т. е. определение зависимости диа-
метра фигур от амплитуды прило-
женного напряжения при обеих
полярностях иглы. Пример таких
градуировочных кривых приведен
на рис. 7-15. Приблизительная про-
порциональность диаметра фигуры
амплитуде приложенного напряже-
ния обычно сохраняется до 15—
20 кв. При больших напряжениях
образуются скользящие разряды,
диаметр фигуры начинает прогрес-
сивно увеличиваться и в конце кон-
цов наступает полное перекрытие по
6—314
82
Разряд в газе вдоль поверхности твердого диэлектрика
[Гл. 7
Дрплшпуда. напря/кеиия выше предела
'измерений прибора
Рис. 7-14. Типичные клидонограммы.
§ 7-5]
Разряд вдоль увлажненной поверхности диэлектрика
83-
Рис. 7-15. Градуировочные кривые клидоно-
графов при положительной и отрицатель-
ной полярностях иглы (по данным За-
лесского) .
поверхности фотопластинки. Таким
образом, клидонограф может ис-
пользоваться для измерения напря-
жений, амплитуда которых лежит
в пределах 2—20 кв, и при этом он
обеспечивает точность измерения''
порядка 10—15%. Для измерения
более высоких напряжений необхо-
димо применять делители напряже-
ния.
7-5. РАЗРЯД ВДОЛЬ УВЛАЖНЕННОЙ
ПОВЕРХНОСТИ ДИЭЛЕКТРИКА
Изоляторы, устанавливаемые на
открытом воздухе, подвергаются
воздействию дождя, снега, тумана;
их поверхность может покрываться
различными осадками, так что
в эксплуатации практически никог-
да не приходится иметь дела с иде-
ально чистой поверхностью диэлек-
триков. Оседающие на поверхности
изолятора слои пыли в сухом со-
стоянии, как правило, имеют весьма
высокое сопротивление и не оказы-
вают существенного влияния на
разрядное напряжение.
При смачивании чистого изоля-
тора дождем на поверхности обра-
зуется проводящая пленка воды.
Если поверхность изолятора покры-
та слоем осадка, содержащего рас-
творимые в воде соли, то проводи-
мость влажной пленки может в де-
сятки раз вырасти. Однако сни-
жение разрядного напряжения опре-
деляется не столько проводимостью
пленки, сколько ее неоднород-
ностью. Дождь никогда не создает
на поверхности изолятора однород-
ной пленки, поэтому сопротивление
пленки в различных местах неоди-
наково. Кроме того, диаметр изоля-
тора по его длине обычно различен
(например из-за наличия ребер),
что также способствует изменению
сопротивления пленки на отдельных
участках поверхности.
Под действием приложенного
к изолятору напряжения по прово-
дящей поверхностной пленке проте-
кает ток утечки, нагревающий по-
верхность изолятора. Это нагрева-
ние происходит наиболее интенсив-
но в тех местах, где пленка имеет
наибольшее сопротивление на еди-
ницу длины вдоль линий тока.
В этих местах происходит постепен-
ное подсушивание поверхности,
в результате чего сопротивление
этого участка еще более возрастает
и испарение влаги происходит все
более и более интенсивно. Вместе
с этим по мере возрастания сопро-
тивления увеличивается и падение
наряжения на подсушенном участ-
ке поверхности. В пределе, когда!
влага с участка полностью испарит-
ся, практически все напряжение-
будет приложено к этому участку,
напряженность поля сделается8
очень большой и возникнет частич-
ный разряд в пределах подсушен-
ного участка. Поскольку при этом-
участок с наибольшим сопротивле-
нием окажется зашунтированным
каналом возникшего разряда, об-
щий ток утечки возрастет и начнет-
ся подсушка поверхности на дру-
гом участке, где также возможно
возникновение частичного разряда..
Образование частичных разря-
дов можно наблюдать визуально;,
но оно также фиксируется по скач-
кам тока утечки, который можно
измерять каким-либо регистрирую-
щим прибором. Во время дождя
нарушенная в одном месте пленка
воды быстро восстанавливается,
поэтому возникает большое число
6*
84
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[Гл. 8
ния вдоль поверхности фарфоровой пластины от
времени воздействия напряжения. Разрядное рас-
стояние 6 см (по Лебедеву).
частичных разрядов и отдельные
пики тока утечки следуют друг за
другом с малыми интервалами вре-
мени. При увлажнении проводяще-
го осадка во время тумана восста-
новление проводящего слоя проис-
Рис. 7-17. Влияние на мокроразрядное на-
пряжение проводимости воды (напряжение
при проводимости воды 10~4 1/ом-см при-
нято за единицу).
J — воздушный промежуток; 2 — промежуток
вдоль фарфоровой пластинки; 3 — комбинирован-
ный промежуток — 67% расстояния по фарфору
и 33% — по воздуху.
ходит гораздо медленнее, по-
этому и всплески тока утечки
возникают через гораздо боль-
шие промежутки времени.
Если напряжение еще не-,
сколько увеличить, то отдель-
ные частичные разряды могут
сливаться, создавая полное
перекрытие по поверхности
изолятора.
Рассмотренный процесс
формирования перекрытия по
увлажненной поверхности ди-
электрика связан с относи-
тельно медленно происходя-
щей подсушкой поверхности токами
утечки. Поэтому разрядное напря-
жение по смачиваемой дождем по-
верхности изолятора (так называе-
мое мокроразрядное напряжение)
должно зависеть от времени воз-
действия, как это, например, видно
из рис. 7-16. При импульсах эти ,
процессы практически вообще не
успевают развиться, поэтому нали-
чие дождя практически не изме-
няет-импульсное разрядное напря-!
жение вдоль поверхности диэлекЛ
трика.
На рис. 7-17 приведена зависи-
мость разрядного напряжения от
проводимости дождевой воды. Как
видно, т^азрядное напряжение до-
вольно сильно уменьшается при
увеличении проводимости воды
вплоть до 0,6 • 10~31 /ом • см. При
испытаниях изоляторов под искус-
ственным дождем обычно использу-
ют воду с проводимостью 10-4
\/ом-см, что значительно выше
средней проводимости естественной
дождевой воды. Таким образом,
в этом отношении испытания про-
водятся с некоторым запасом.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
КОРОННЫЙ РАЗРЯД НА ПРОВОДАХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
8-1. КОРОНА. КАК ВИД
САМОСТОЯТЕЛЬНОГО РАЗРЯДА
В предыдущих разделах уже
указывалось, что корона представ-
ляет собой один из видов самостоя-
тельного разряда, характерный для
резконеоднородных полей. В таких
полях при напряжении, соответст-
вующем выполнению условия само-
стоятельности, образующиеся стри-
меры не могут перекрыть все про-
странство между электродами и
§ 8-1]
Корона, как вид самостоятельного разряда
85
ионизация ограничивается узкой
областью вблизи электрода с ма-
лым радиусом кривизны. Эта об-
ласть обычно называется чехлом
короны. Ионизация и сопутствую-
щие ей процессы рекомбинации и
перехода возбужденных молекул и
ионов в нормальное состояние спо-
собствует выделению большого ко-
личества квантов света, благодаря
чему чехол короны светится, созда-
вая своеобразное сияние вокруг
ко рокирующего электрода, откуда и
произошло название корона.
Ионы, создаваемые в чехле ко-
роны, под действием внешнего поля
перемещаются во внешнюю область,
что сопровождается протеканием
то-ка в цепи источника. При увели-
чении напряжения отдельные стри-
меры, из которых состоит чехол
короны, постепенно удлиняются,
возрастает количество ионов в про-
межутке и увеличивается ток коро-
ны. Зависимость коронного тока от
приложенного напряжения является
одной из основных энергетических
характеристик коронного разряда.
Физическая природа короны
изучается обычно в промежутке
игла — плоскость, в котором в каче-
стве иглы используется заостренная
проволочка весьма малого диамет-
ра. В таком промежутке точка мак-
симальной напряженности поля
является строго фиксированной —•
кончик иглы, и ионизация происхо-
дит в очень небольшом объеме
вблизи этой точки. При электродах
больших размеров мельчайшие ше-
роховатости и неровности на по-
верхности металла создают местные
усиления напряженности поля, по-
этому может одновременно появить-
ся несколько очагов ионизации
в случайных точках на поверхности
электрода и процесс теряет свою
однозначность.
Измерения тока короны в про-
межутке игла—плоскость показыва-
ют, что при отрицательной поляр-
ности коронный ток имеет форму
регулярно •повторяющихся пиков,
показанных на рис. 8-1. При увели-
чении напряжения амплитуда каж-
дого всплеска тока сохраняется не-
изменной, но интервал времени
между ними сокращается, благода-
ря чему средний ток возрастает.
При положительном острие ток
короны также имеет форму отдель-
ных импульсов, однако они возни-
кают хаотично и часто накладыва-
ются один на другой (рис. 8-1,а).
В обоих рассмотренных случаях
средний ток возрастает с ростом
приложенного напряжения. В ка-
честве примера на рис. 8-2 приведе-
на типичная зависимость среднего
тока от приложенного напряжения
(вольт-амперная характеристика)
для промежутка положительная
игла—плоскость в воздухе. В обла-
сти Л''имеет место темный несамо-
стоятельный разряд, сопровождаю-
щийся весьма слабой ионизацией и
токами порядка 10-14—10-8 а. В об-
ласти Б, соответствующей токам
10~8—10-6^а, появляется слабое
свечение, однако разряд еще остает-
ся несамостоятельным и может под-
держиваться только при наличии
Рис. 8-1. Ток короны в промежутке игла —
плоскость.
а—градуировочная кривая Т ~ 125 мксек; б — от-
рицательная полярность Zcp — 0,7 мка; в—то же
7ср = 2 мка; г — положительная полярность
/гп = 0,5 мка.
86
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. 8
Рис. 8-2. Вольт-амперная характеристика промежутка
положительная игла — плоскость в воздухе.
внешнего ионизатора. Область В
самостоятельного разряда характе-
ризуется токами 10-5 а и выше,
которые возрастают при увеличе-
нии напряжения вплоть до наступ-
ления полного пробоя промежутка
(на рис. 8-2 это соответствует на-
пряжению б/пр). В дальнейшем под
напряжением зажигания короны
•(критическим напряжением) мы
будем понимать напряжение Uv
возникновения самостоятельной
формы коронного разряда.
8-2. КОРОНА НА ПРОВОДАХ
ПРИ ПОСТОЯННОМ НАПРЯЖЕНИИ
В гл. 6 было указано, что раз-
рядные характеристики промежут-
ков стержень (игла)—'Плоскость и
провод—плоскость очень близки
друг к другу. Эта аналогия имеет
место и в отношении коронного раз-
ряда. Так, например, при отрица-
тельном проводе небольшой длины
в токе короны также наблюдаются
регулярные импульсы, аналогичные
показанным на рис. 8-1, в то время
как при положительной полярности
импульсы тока имеют хаотический
характер. Но следует иметь в виду,
что любой, даже тщательно полиро-
ванный провод имеет шероховато-
сти поверхности, на которых начи-
нается коронный разряд. При боль-
шой длине провода ко-ронирует
одновременно большое количество
точек, поэтому отдельные импульсы
тока сливаются и регистрирующие
приборы фиксируют суммарный не-
прерывный ток. При увеличении на-
пряжения короной охватывается
все большая часть по-
верхности провода, и
ток короны на проводе
все более теряет свой
прерывистый характер.
Опыты показыва-
ют, что критическая
напряженность поля
на поверхности прово-
да £к, при которой ко-
рона приобретает фор-
му самостоятельного
разряда, мало зависит
от полярности. Для
гладкого полированного провода
радиуса г, расположенного вдоль
оси цилиндра с радиусом R > г
критическая напряженность поля
может определяться по эмпириче-
ской формуле
г- О1 ? { 1 । 0,308\ .q ,.
£к=31оИ +у=Н, (8-1)
а соответствующее критическое на-
пряжение
^к = Д„г1п4- (8-2)
Для двух проводов радиусом г,
находящихся на расстоянии s > г
друг от друга, или для провода,
подвешенного над плоскостью навы-
соте n=-g-, справедливы аналогич-
ные формулы
£к = 29,88^1 + у, (8-3)
Пк = £'кг1пЦ-. (8-4)
Сравнение (8-1) и (8-3) показы-
вает, что они не только тождествен-
ны по структуре, но и весьма близ-
ки друг к другу по величине чис-
ловых коэффициентов. Этот резуль-
тат является вполне естественным,
так как при условии s > г электри-
ческое поле в окрестности прово-
дов, которое имеет определяющее
значение при формировании корон-
ного разряда, является практически
радиальным и очень близко к полю
цилиндрического конденсатора.
Этой аналогией широко пользуются
как при теоретическом исследова-
§ 8-2]
Корона на проводах при постоянном напряжении
87
нии короны (поле цилиндрического
конденсатора рассчитывается не-
сравненно проще, чем поле двух
проводов), так и в эксперименталь-
ных работах (для цилиндрического
конденсатора гораздо легче осу-
ществить защиту промежутка от
влияния внешних полей).
Так как коронирование прово-
дов линий электропередачи сопро-
вождается прохождением тока меж-
ду проводами, оно должно приво-
дить к потерям энергии, которые
могут достигать заметных величин,
существенно ухудшающих экономи-
ческие показатели линии электро-
передачи. Определение потерь на
карону в линиях электропередачи
«будет составлять основное содер-
жание этого и последующих пара-
графов.
Для определения потерь на ко-
рону при постоянном напряжении
необходимо найти вольт-амперную
характеристику короны
где 7 — ток короны на единицу дли-
ны линии, и тогда мощность потерь
на корону на единицу длины опре-
делилась бы по формуле
P = UI = Uf(U). (8-5)
К сожалению, аналитическое
определение вольт-амперной харак-
теристики короны является весьма
сложной и пока еще полностью не
разрешенной задачей, что связано
с наличием объемных зарядов в чех-
ле короны и во внешней области.
В случае цилиндрического конден-
сатора вольт-амперную характери-
стику следовало бы искать путем
решения уравнения Пауссона в ци-
линдрических координатах
div£ = ^+A=J_^=_L.
dr 1 г г dr е
(8-6)
Основная трудность использова-
ния этого уравнения заключается
в том, что распределение объемного
заряда р в пространстве между
электродами неизвестно и им при-
ходится задаваться на основании
•общих физических соображений или
экспериментальных данных.
Под действием ударной иониза-
ции в чехле короны непрерывно
образуются положительные ионы и
электроны. При положительной по-
лярности провода электроны уходят
на анод, а положительные ионы со-
здают объемный заряд, под дейст-
вием электрического поля постепен-
но перемещающийся к плоскости.
При отрицательном проводе поло-
жительные ионы нейтрализуются
на электроде, а электроны, уходя
к аноду, постепенно захватываются
атомами кислорода и, превращаясь
в отрицательные ионы, создают
отрицательный объемный заряд.
Таким образом, в обоих случаях
вокруг провода создается объемный
заряд того же знака, что и заряд
самого провода. Этот объемный за-
ряд уменьшает напряженность поля
на поверхности- провода и тем са-
мым ограничивает интенсивность
ударной ионизации, а следователь-
но, и количество вновь создаваемых
ионов. В результате достигается
равновесное состояние, когда коли-
чество вновь создаваемых ионов
равно количеству ионов, уходящих
на противоположный электрод, и во
всем промежутке устанавливается
стационарный ток 7 (на единицу
длины). Напряженность поля на
поверхности провода, в окрестности
которого осуществляется ударная
ионизация, все время поддержи-
вается на уровне критической на-
пряженности Ек.
Если ток короны невелик, а сле-
довательно, мала и плотность объем-
ного заряда во внешней области,
можно предположить, что электри-
ческое поле в этой области остается
приблизительно таким же, как и при
отсутствии объемных зарядов (пер-
вое приближение). В этом случае,
как известно, напряженность поля
в произвольной точке на расстоянии г
от оси цилиндрического конденса-
* у
тора равна Е —----, где U — при-
r In —
Го
ложенное напряжение, а г0—-радиус
внутреннего цилиндра, или Ег =
= const.
88
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. 8
Движение со скоростью v объем-
ных зарядов с плотностью р создает
в промежутке ток на единицу длины
провода I = 2itrpu = 2itrp/j£', где k=
v
:——g---ПОДВИЖНОСТЬ ИОНОВ, ЯВЛЯЮ-
Г,
щаяся величиной постоянной. Так
как в соответствии с принципом не-
прерывности ток в промежутке не
должен зависеть от координаты г,
то из предположения Er= const сле-
дует, что в первом приближении
плотность зарядов во всем проме-
жутке должна оставаться постоян-
ной. Использовав это условие, не-
трудно проинтегрировать уравнение
Пуассона и из него получить второе
приближение для напряженности
поля. Из (8-6) имеем:
Ег г
j d(Er)=-~~^rdr
^0 ГО
или после интегрирования
Ег — Екг0 = -£- (г2 — г20). (8-7)
Использовав выражение для напря-
женности, найдем напряжение между
электродами
R R
[/= f Edr= f EK-^dr-\-
Го r„
R
ro
Произведя интегрирование и учтя,
что r0 < R, получаем:
ИЛИ
(8-8)
так как критическое напряжение ко-
роны
Пк = Екг01пА.
' о
Ток в промежутке можно выра-
зить через напряженность поля на
поверхности наружного цилиндра
J = 2nRkpER, а для этой напряжен-
ности принять первое приближение
Er = —. Тогда окончательно бу-
R In —
дем иметь:
/= -^k U(U-UK). (8-9)
R2 In —
ro
Несмотря на весьма грубые до-
пущения, положенные в основу вы-
вода этой формулы, характер зави-
симости тока короны от напряже-
ния она отр'ажает достаточно пра-
вильно. В соответствии с этим боль-
шинство формул мощности потерь
на корону при постоянном напря-
жении имеет вид:
P = AU2(JJ— UK), квш/км, (8-10)
где А — коэффициент, зависящий
главным образом от геометрических
размеров промежутка.
Следует отметить, что вопрос
о потерях на корону при постоян-
ном напряжении в настоящее время
разработан недостаточно, поэтому
трудно предложить вполне надеж-
ную формулу для определения по-
терь. Для иллюстрации возможных
величин потерь энергии приведем
рис. 8-3, на котором сравниваются
потери на корону при постоянном
и переменном напряжении. Из кри-
вых видно, что потери на корону
при постоянном напряжении имеют
значительно меньшую величину,
что связано с иным механизмом по-
терь при переменном напряжении,
о котором будет идти речь в сле-
дующих параграфах.
Рассмотрим теперь два проме-
жутка, показанных на рис. 8-4,а и б.
В первом случае два провода,
к которым приложены си.мметрич-
ные напряжения +--% и-----Отде-
лены друг от друга заземленной
металлической пластиной. Благода-
ря этому в каждой половине про-
межутка процесс ионизации проис-
ходит независимо и созданные в ре-
зультате этого процесса объемные
заряды не взаимодействуют друг
§ 8-3]
Корона, на проводах при переменном напряжении
8g
Рис. 8-3. Сопоставление потерь при по-
стоянном и переменном (50 гц) напряже-
нии. Медный провод диаметром 25 лл.
1 и 2 — при слабом дожде; 3 и 4 — при солнечной
погоде.
с другом. Этот случай соответству-
ет так называемой «униполярной»
короне, когда в промежутке коро-
нирует только один электрод. По-
тери на корону в рассматриваемом
а)
Рис. 8-4. Униполярная и биполярная
корона.
случае будут равны сумме потерь
на каждом из проводов Р=Р++Р~.
Во втором промежутке (рис. 8-4,6)
металлическая пластина, разделяю-
щая промежутки, отсутствует. Если
бы ионы различных знаков, встре-
чаясь в нейтральной плоскости, пол-
ностью рекомбинировали, то этот
случай ничем не отличался бы от
предыдущего. Однако в действи-
тельности рекомбинация ионов
в нейтральной плоскости осущест-
вляется только частично, и опреде-
ленная доля ионов проникает в про-
странство, заполненное объемными
зарядами противоположного знака.
Эти ионы нарушают достигнутое
там состояние равновесия, несколь-
ко увеличивают напряженность поля
в окрестности провода. Для восста-
новления равновесного состояния,
ионизация вблизи этого провода
должна усилиться, увеличится ток
в промежутке и возрастут потери
на корону. Этот случай соответству-
ет «биполярной» короне, когда ко-
ронируют оба электрода промежут-
ка, оказывая взаимное влияние
друг на друга. Очевидно, при бипо-
лярной короне Р>Р++Р~.
В линиях передачи постоянного-
тока униполярная корона имеет
место при расположении на опоре
проводов только одной полярности,
а биполярная — при расположении
на опоре проводов разных полярно-
стей.
8-3. КОРОНА НА ПРОВОДАХ
ПРИ ПЕРЕМЕННОМ НАПРЯЖЕНИИ
Для линий переменного тока
необходимо прежде всего выяснить,
взаимодействуют ли друг с другом
объемные заряды отдельных фаз.
Так как полярность провода непре-
рывно изменяется, объемный заряд
каждой фазы удаляется от провода
только в течение полупериода, ибо
при перемене полярности он начи-
нает притягиваться к проводу.
Имея в виду определить максималь-
ное удаление объемного заряда
с запасом, будем считать, что на-
пряженность поля на поверхности
провода в течение всего полуперио-
90
Коронный разряд на проводах .линий электропередачи
[ Гл. 8
да неизменна и равна критической,
а во внешнем пространстве сохра-
няется условие Er=const, или Е=
_р
г •
Скорость перемещения ионов
v=^kE = kE.^
и, следовательно,
Интегрируя в пределах полупе-
риода, получаем:
т Г2 —г2
Т 'макс г0
Т~ 2kEKre
Так как г2 > г2 , наибольшее
удаление объемного заряда от оси
коронирующего провода можно оце-
нить по формуле
'•макс — Z kTEKr0. (8-11)
Например, при г0=1,25 см; k =
==1,8 7//Се-;^к=36 Кв1 см и Т=
в/СМ
= 0,02 сек; наибольшее удаление
Т макс = 40 см, т. е. значительно мень-
ше расстояния между проводами.
Таким образом, при переменном
напряжении промышленной часто-
ты объемные заряды каждой фазы
могут рассматриваться независимо
друг от друга. Следует, однако,
отметить, что измерения и теорети-
ческие расчеты показали, что наря-
ду с пульсирующим вокруг каждо-
го провода зарядом имеется не-
большая доля заряда, постепенно
перемещающаяся к противополож-
ному электроду. Но величина этого
заряда невелика и в первом при-
ближении его можно не учитывать.
Рассмотрим изменение объято-
го заряда в окрестности одного из
проводов и напряженности поля на
поверхности этого провода при си-
нусоидальном напряжении источни-
ка. Допустим, что линия подключи-
лась к источнику в момент нуля
напряжения. Показанная на
рис. 8-5,а синусоида в различных
масштабах соответствует напряже-
нию источника U, напряженности
поля на поверхности провода ЕПр и
заряду провода Qnp=UCr. где Сг —
емкость линии на единицу длины
при отсутствии короны, которую
для краткости принято называть
геометрической емкостью.
Корона на проводе загорится
в момент времени /г, когда напря-
жение сделается равным UK, а на-
пряженность поля на поверхности
провода Епр=Ек. При этом образу-
ются стримеры, каналы которых
заполнены плазмой и обладают
определенной проводимостью. Часть
зарядов с провода по каналам стри-
меров стекает в окружающее про-
странство, где создается избы-
точный положительный заряд
(рис. 8-6,с). По мере роста напря-
жения от UK до амплитуды (Йм)
каналы стримеров постепенно удли-
няются и по ним непрерывно про-
текает ток, увеличивающий величи-
ну объемного заряда. Наличие
этого тока обеспечивает сохранение
относительно высокой проводимо-
сти каналов, благодаря чему напря-
женность поля в них, по всей веро-
ятности, значительно меньше Ек,
тогда как на поверхности провода
она сохраняется неизменной и рав-
ной Ек. В результате электрическое
поле в окрестности провода резко
искажается, что коренным образом
отличает корону переменного на-
пряжения от рассмотренного выше
случая короны при постоянном на-
пряжении, где искажения электри-
ческого поля невелики.
В связи с постоянством напря-
женности на проводе сохраняется
неизменным и заряд на проводе
Qnp = 2irer0EK, а следовательно, и
создаваемое этим зарядом напряже-
ние U'— -Д—. Разница напряжений
С г
ДЕ— U' (заштрихованные орди-
наты на рис. 8-5,а) поддерживается
объемным зарядом Q06, который в
процессе роста напряжения посте-
пенно увеличивается.
В момент максимума напряже-
ния объемный заряд достигает пре-
дельной величины, а после ампли-
туды суммарный заряд должен
§ 8-3]
Корона на. проводах при переменном напряжении
91
Рис. 8-5. Корона при переменном напряжении.
о —изменение во времени приложенного напряжения (U), напряженности поля
на поверхности провода (Епр) и суммарного заряда (Q); б—емкостный ток (ic )
и ток короны (iK).
начать уменьшаться. Естественно,
что в источник в первую очередь
начинает стекать заряд провода, но
при этом немедленно напряжен-
ность поля на проводе становится
меньше критической и ионизация
в чехле короны прекращается. В ре-
зультате каналы стримеров посте-
пенно теряют свою проводимость и
объемный заряд оказывается отре-
занным от .провода, так как теперь
он может вернуться на провод толь-
ко за счет подвижности ионов,
т. е. крайне медленно (рис. 8-6,6).
В момент времени is заряд на
проводе Qnp сделался равным нулю,
но напряжение еще сохранилось
положительным за счет влияния
объемного заряда. В момент it на
проводе появляется отрицательный
заряд, создающий напряжение, по
величине равное Д(7М (рис. 8-6,в),
так что результирующее напряже-
ние делается равным нулю. В мо-
мент времени напряженность по-
ля на поверхности провода достиг-
ла критической и, следовательно,
должна загореться корона отрица-
тельной полярности. При этом
мгновенное значение напряжения
Uo может быть значительно меньше
UK. Из графика рис. 8-5,а видно,
что
С/О = С/К-Д£/М,
но так как
^Um=Uk-Uk,
то
UO=2UK-UU. (8-12)
Следовательно, если амплитуда
напряжения источника более чем
в 2 раза превышает критическое на-
пряжение короны, отрицательная
корона может загореться еще в по-
92
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. &
а)
Рис. 8-6. Объем-
ные загяды в окре-
стности провода
в различные мо-
менты времени.
ложительный полупериод напряже-
ния (tZo<O).
После зажигания короны (/5)
вокруг провода начинает образовы-
ваться отрицательный объемный за-
ряд, который постепенно компенси-
рует положительный заряд, остав-
шийся от предыдущего полупериода
(рис. 8-6,а). Полная компенсация
объемного заряда наступает в мо-
мент времени t6, а к моменту t?
(амплитуда напряжения) отрица-
тельный заряд достигает своей ма-
ксимальной величины (рис. 8-6,6).
Далее процесс повторяется и во все
последующие полупериоды, кроме
первого, во время горения короны
источник отдает линии двойной за-
ряд, половина которого тратится на
компенсацию заряда противополож-
ного знака, оставшегося от преды-
дущего полупериода.
На рис. 8-5,6 приведена кривая
тока между проводами коронирую-
щей линии. На синусоидальный ем-
костный ток ic, определяемый на-
пряжением источника и геометриче-
„ dU
скои емкостью линии г„ = Сг—тг,
с 1 at ’
накладываются коронные пики, дли-
тельность которых равна длитель-
ности горения короны.
Пик тока короны в первый полу-
период значительно меньше тока
в последующие полупериоды. Ток
короны в действительности состоит
из большого числа кратковремен-
ных импульсов, аналогичных им-
пульсам тока в промежутке игла-
плоскость при постоянном напряже-
нии. Эти импульсы могут разли-
чаться на коротких отрезках про-
вода, но при больших длинах линии
они сливаются в суммарный корон-
ный ток, который и показан на
рис. 8-5,6.
8-4. ПОТЕРИ НА КОРОНУ
ПРИ ПЕРЕМЕННОМ НАПРЯЖЕНИИ
Как было установлено в § 8-2,
при постоянном напряжении потери
на корону определяются переме-
щением зарядов от коронирующего
провода до противоположного элек-
трода, благодаря чему в промежут-
ке устанавливается непрерывный
ток конвекции, эквивалентный току
утечки. При переменном напряже-
нии объемные заряды провода в ос-
новном не доходят до противопо-
ложного электрода, поэтому потери
на корону имеют совершенно дру-
гую природу.
§ 8-4]
Потери на корону при переменном напряжении
93
Рассмотрим, как изменяется
суммарный заряд, стекающий в ли-
нию ИЗ источника Q = Qnp+Qo6- Так
как, удаляясь от оси провода, за-
ряд теряет свой потенциал, то при
наличии короны общий заряд при
данном напряжении U должен быть
больше, чем в случае, когда весь
заряд сосредоточен на проводе. По-
этому после момента зажигания ко-
роны кривая суммарного заряда
пойдет выше синусоиды приложен-
ного напряжения, как это показано
пунктиром на рис. 8-5,а. После по-
гасания короны ' заряд в объеме
остается практически неизменным,
в момент t5 он начинает уменьшать-
ся, а в момент t6 меняет знак на
противоположный. Изменение за-
ряда во времени при наличии ко-
роны делается несинусоидальным,
максимальное значение заряда уве-
личивается и кривые заряда и на-
пряжения не совпадают по фазе.
Благодаря этому в линии появляют-
ся высшие гармоники тока, увели-
чивается эффективная емкость
линии и возникают потери энергии.
Когда короны на линии нет, по-
тери энергии отсутствуют (если
пренебрегать активным сопротив-
лением проводов и активными утеч-
ками по изоляторам), так как энер-
гия, затраченная источником на
создание электрического поля в те-
чение одной половины периода,
в течение слЯующей половины пе-
риода полностью возвращается
в источник. При наличии короны
источнику возвращается только
часть этой энергии, определяемая
зарядами на проводе, а энергия,
связанная с объемными зарядами и
— м Qo6
т-риблизительно равная ------%---,
сохраняется в виде остаточного
электрического поля. В следующий
полупериод объемные заряды долж-
ны быть компенсированы и соот-
ветствующая энергия затрачивается
источником безвозвратно. Таким
образом, потери энергии при пере-
менном напряжении связаны с не-
прерывной перезарядкой чехла ко-
роны, которая происходит несин-
Рис. 8-7. Стилизованная форма вольт-куло-
новой характеристики коронирующей линии,
хронно с изменением напряжения.
Силой, удерживающей заряд
в объеме и не дающей ему вернуть-
ся на провод при снижении напря-
жения, является сопротивление мо-
лекул воздуха, в котором двигаются
ионы. Поэтому потери на корону
идут на увеличение скорости моле-
-кул, с которыми сталкиваются ионы,
т. е. на нагревание воздуха.
Изменение заряда коронирую-
щей линии можно представить еще
более наглядно с помощью вольт-
кулоновой характеристики, т. е. за-
висимости мгновенного значения за-
ряда от мгновенного значения на-
пряжения. Вольт-кулоновые харак-
теристики при различных амплиту-
дах приложенного напряжения
в стилизованном виде показаны на
рис. 8-7, где цифрами отмечены ха-
рактерные точки, соответствующие
отдельным моментам времени на
рис. 8-5,а. Прямолинейные участки
вольт-кулоновой характеристики со-
ответствуют интервалам времени,
когда корона не горит, изменяется
только заряд на проводе и, следова-
тельно, наклон вольт-кулоновой ха-
рактеристики определяется геомет-
рической емкостью линии.
Вольт-кулоновые характеристи-
ки, определенные экспериментально,
в общем соответствуют нарисован-
ной выше картине, однако они
имеют более плавный характер, без
резких изломов в момент максиму-
ма напряжения. Связано это преж-
де всего с тем, что чехол короны не
мгновенно теряет свою проводи-
94
Коронный разряд на проводах линий электроне редачи
{Гл. 8
мость, поэтому ионы не сразу за-
стревают в пространстве. Кроме
того, последние эксперименты, про-
веденные в Энергетическом инсти-
туте имени Кржижановского, пока-
зывают, что определенная часть
объемного заряда все же каждый
полупериод уходит из чехла короны
и постепенно перемещается к про-
тивоположному электроду. v
В качестве примера на рис. 8-8
показано семейство вольт-кулоно-
вых характеристик, полученных
экспериментально в цилиндриче-
ском конденсаторе.
Потери за один период
т
Рв - J* ui dt =-
о
$udQ
пропорциональны площади вольт-
кулоновой характеристики ф и dQ,
а потери за единицу времени, т. е.
мощность потерь,
P=fjudQ, (8-13)
где f — частота приложенного на-
пряжения.
Таким образом, определение по-
терь на корону при переменном на-
пряжении могло бы сводиться к рас-
чету вольт-кулоновой характеристи-
ки и определению ее площади, для
чего необходимо исследовать дви-
жение объемного заряда в <$&рест-
ности провода. Приблизительно та-
кой метод был использован
немецким ученым Майром, выве-
денная которым формула будет
Рис. 8-8. Семейство вольт-кулоновых харак-
теристик, снятых экспериментально в ци-
линдрическом конденсаторе.
приведена в следующем параграфе.
Однако строгий аналитический вы-
вод формулы потерь на корону
в настоящее время невозможен, и
даже в формуле Майра содержатся
коэффициенты, определенные из
опыта. Поэтому основной путь
определения потерь на корону при
переменном напряжении заключает-
ся в обобщении опытных данных,
которых к настоящему времени на-
копилось довольно много.
Изучение первых экспериментов
по определению потерь на корону
позволило американскому инженеру
Пику предложить широко извест-
ную эмпирическую формулу мощ-
ности потерь на корону
P=^l(f + 25)X
Xj/yfKii—С7о)М0~5 квт/кму.
X фаза, (8-14)
где 5 — относительная плотность воз-
духа;
г0 — радиус провода, см\
s — среднее геометрическое рас-
стояние между проводами,
см;
f — частота, гц;
— действующее значение фазо-
вого напряжения, кв;
1)0 — некоторая расчетная вели-
чина напряжения, близкая
к критическому напряжению
короны. Это расчетное на-
пряжение определяется по
формуле
UB = 21,28r0 In — mtm2. (8-15)
ro
Входящие в формулу коэффи-
циенты nil и т.2 имеют весьма важ-
ное значение и называются соответ-
ственно коэффициент гладкости про-
вода и коэффициент погоды.
Коэффициент гладкости прово-
да mi характеризует состояние его
поверхности. Для идеально гладко-
го цилиндрического полированного
провода этот коэффициент прибли-
жается к единице. Для реальных
проводов линий электропередачи,
которые состоят из большого числа
отдельных проволочек и вследствие
§ 8-4]
Потери на корону при переменном напряжении
95
этого имеют волнистую поверхность,
коэффициент гладкости уменьшает-
ся до 0,85—0,9, что свидетельствует
о наличии местных усилений напря-
женности поля и уменьшении кри-
тического напряжения короны. На-
личие заусениц и царапин на про-
воде может привести к дальнейше-
му уменьшению коэффициента глад-
кости. В связи с этим следует отме-
тить, что на линиях электропере-
дачи, включенных под напряжение
непосредственно порле монтажа, на-
блюдаются ненормально большие
потери на корону, которые в даль-
нейшем постепенно уменьшаются,
стремясь к определенному устано-
вившемуся значению. Это явление
связано с тем, что в процессе мон-
тажа провода обычно протаскива-
ются по земле и их поверхность
сильно повреждается. После вклю-
чения линии под напряжение коро-
на горит главным образом на от-
дельных образовавшихся на поверх-
ности мельчайших выступах. Под
действием образующихся при иони-
зации активных газов (например,
атомарного кислорода) поверхность
этих выступов интенсивно окисляет-
ся и они постепенно разрушаются,
в результате чего провод становит-
ся более гладким. Таким образом,
явление старения повода в линии,
находящейся под напряжением,
с точки зрения потерь на корону
является благоприятным. Если дав-
но смонтированную линию на дли-
тельное время отключить от источ-
ника, то после ее включения также
наблюдаются увеличенные потери,
правда меньшие, чем для вновь
смонтированной линии. Это говорит
о том, что старение провода при от-
сутствии напряжения, наоборот,
приводит к увеличению шерохова-
тости его поверхности. Влияние со-
стояния поверхности провода на ве-
личину коронных потерь может
быть наглядно продемонстрировано
с помощью кривых рис. 8-9.
Наличие в (8-15) коэффициента
погоды т2 является отражением то-
го обстоятельства, что потери на
корону в очень сильной степени за-
Рис. 8-9. Влияние старения медного прово-
да (диаметром 28,6 мм) на потери.
1 — потери при поставке провода; 2 — после одно-
го дня эксплуатации; 5 —после 13/4 мес.; 4—
после 7’/2 мес.
висят от атмосферных условий
в районе трассы линии. Особенно
сильно возрастают потери на коро-
ну при налищги дождя или тумана,
когда на поверхности провода обра-
зуются длительно существующие
капельки воды. Эти капельки пред-
ставляют собой как бы выступы на
поверхности провода, на границе
которых напряженность поля ока-
зывается усиленной. Под действием
электрического поля капли воды
несколько вытягиваются, приобре-
тая конусообразную форму, что еще
больше способствует усилению на-
пряженности. Таким образом, на-
личие дождя и тумана приводит как
бы к резкому увеличению шерохо-
ватости провода и коэффициенты
и т-2, имеют сходную природу.
В пользу такого предположения го-
ворит то обстоятельство, что потери
на корону особенно велики в начале
дождя, а затем они несколько сни-
жаются. Связано это с тем, что вна-
чале, когда большая часть поверх-
ности провода сухая, отдельные ка-
пельки дождя не сливаются друг
с другом и имеют весьма выпуклую
форму. После смачивания всей по-
верхности провода капли воды
96
Коронный разряд на проводах линий электропередачи [ Гл. 8
быстро растекаются по поверхно-
сти, создавая заметные шерохова-
тости только на нижней части про-
вода, с которой они стекают на
землю. Поэтому наибольшие потери
наблюдаются обычно во время
моросящего мелкокапельного дождя.
Другая причина увеличения по-
терь энергии на корону при наличии
дождя связана с отрывом капель от
поверхности провода и падением их
на землю. Находясь на проводе,
каждая капля заряжается и, падая
Рис. 8-10. Потери мощности на корону для
провода ЗХ АСУ 400/400 по данным НИИПТ.
1 — хорошая погода, относительная влажность
^.90%; погода без видимых осадков, но с отно-
сительной влажностью 90%; <3 — сухой снег:
4 — мокрый снег; 5 — дождь интенсивностью боль-
ше 0,6 мм]ч\ б — изморозь.
на землю, уносит с собой часть за-
ряда провода. Поток падающих на
землю капель создает ток между
проводом и землей, эквивалентный
току утечки, что, естественно, со-
провождается потерями энергии.
Основное влияние на величину
потерь на корону оказывает интен-
сивность дождя и размер его ка-
пель. Сочетание этих характеристик
может быть самым разнообразным,
и поэтому потери при дожде изме-
няются в самых широких пределах.
В качестве иллюстрации на рис. 8-10
приведены кривые зависимости по-
терь на корону от напряжения при
различной погоде, полученные На-
учно-исследовательским институ-
том постоянного тока на опытном
пролете линии 400 кв. Из этих кри-
вых следует, что в зависимости от
условий погоды коронные потери
могут изменяться в десятки раз, но
с увеличением- напряжения эта раз-
ница несколько уменьшается.
В настоящее время формула
Пика не применяется для опреде-
ления потерь на корону, так как она
дает результаты, значительно отли-
чающиеся от опытных данных, осо-
бенно для линий сверхвысокого на-
пряжения, для которых характерно
применение проводов большого
диаметра. А именно в этих случаях
правильное определение коронных
потерь является наиболее актуаль-
ным. Однако эта формула весьма
удобна для качественного определе-
ния влияния отдельных параметров
на величину коронных потерь, а сле-
довательно, может использоваться
для оценки различных мероприятий
по уменьшению потерь на корону.
Из формулы (8-14) и (8-15) сле-
дует, что из геометрических разме-
ров линии основное влияние на по-
тери оказывает радиус провода,
увеличение которого приводит
к увеличению расчетного напряже-
ния Uo. Влияние расстояния между
проводами значительно меньше, тем
более что отношение s/r0 для линий
высокого напряжения (НО кв и вы-
ше) изменяется в очень узких пре-
делах.
§ 8-5] Методы уменьшения потерь на корону при переменном напряжении
97
8-5. МЕТОДЫ УМЕНЬШЕНИЯ ПОТЕРЬ
НА КОРОНУ ПРИ ПЕРЕМЕННОМ
НАПРЯЖЕНИИ
Из предыдущего параграфа сле-
дует, что наиболее целесообразным
методом уменьшения потерь на ко-
рону является увеличение диаметра
провода. В настоящее время при
сооружении линий электропередачи
диаметр проводдв выбирают из
условия, чтобы потери в линии, по
крайней мере в хорошую погоду
(m2— 1), были близки нулю. Исходя
из этого простого требования и
пользуясь (8-15), можно оценить
минимальные допустимые диаметры
проводов с точки зрения потерь на
корону. Приняв произведение коэф-
фициентов ш1/и2=0,8, относитель-
ную плотность воздуха 6=1,0 и
учтя, что для линий высокого на-
пряжения в среднем In— — 6,5,
Г о
условие отсутствия потерь на коро-
ну в хорошую погоду можно напи-
сать в виде:
иф = < Uo = 21,2 • 0,8 • 6,5г0
У 3
^110го.
Так как напряжение линии в усло-
виях эксплуатации может на 10%
превышать номинальное (Пл =
= 1,1(/н), то для минимального диа-
метра провода t/MIIH = 2r0 получим
условие
^мин ~ 1,15- 10-г[/Н) (8-16)
где ймин выражается в см, —в кв.
Для линий напряжением ПО, 220
и 400 кв минимальные допустимые
диаметры соответственно равны
1,25; 2,5 и 4,6 см, что соответствует
действительно применяемым вели-
чинам.
На первых этапах строительства
линий очень высокого напряжения,
когда передаваемые по ним мощно-
сти были относительно невелики,
с точки зрения допустимых плотно-
стей тока применения таких боль-
ших диаметров проводов не требо-
валось. Поэтому в 30-х годах боль-
’шой популярностью пользовалась
идея применения полых проводов,
в которых выбор диаметра провода
и сечения металла может осу-
ществляться независимо. Был раз-
работан ряд конструкций таких про-
водов, некоторые из которых были
использованы в линиях электропе-
редачи 220 кв. В Советском Союзе
полые провода не нашли примене-
ния по двум причинам. Во-первых,
основным типом проводов в настоя-
щее время являются сталеалюми-
ниевые провода, которые из-за на-
личия стального сердечника имеют
увеличенный внешний диаметр, т. е.
в отношении потерь на корону ана-
логичны полым проводам. Во-вто-
рых, линии электропередачи очень
высокого напряжения в Советском
Союзе рассчитываются обычно на
передачу максимально возможной
мощности, определяемой пропускной
способностью линии, так как при
увеличении передаваемой мощности
экономические показатели передачи
улучшаются. Поэтому, например,
для линий 220 кв наиболее распро-
страненным является провод
АСУ-400, эквивалентный диаметр
которого равен 29,3 мм, т. е. значи-
тельно больше минимально допу-
стимого.
Проектирование и строительство
линий 400 кв особенно остро поста-
вило проблему уменьшения потерь
на корону. Как было указано выше,
для линий 400 кв минимальный диа-
метр провода равен 4,6 см, а если
учесть, что при увеличении диа-
метра провода коэффициент глад-
кости обычно снижается, то допу-
стимый минимальный диаметр сле-
дует принять равным 4,8—5,0 см,
что соответствует сечению усилен-
ного сталеалюминиевого провода
порядка 1 200 ли:2. Провода таких
сечений не выпускаются промыш-
ленностью, и вследствие большого
веса монтаж таких проводов пред-
ставлял бы весьма сложную задачу.
Поэтому в линиях очень высокого
напряжения широкое распростране-
ние получили так называемые рас-
щепленные провода, в которых
каждая фаза вместо одного прово-
7—314
да большого сечения состоит из не-
скольких более тонких проводов,
находящихся на расстоянии не-
скольких десятков сантиметров
друг от друга. Идея применения
расщепления проводов для умень-
шения потерь на корону была вы-
двинута еще в 1911 г. акад.
В. Ф. Миткевичем.
Картины электрического поля
одного, двух, трех и четырех про-
водов приведены на рис. 8-11. По-
пытаемся приближенно оценить на-
пряженность поля на поверхности
проводов расщепленной фазы. Для
этого вначале рассмотрим двухпро-
водную линию переменного тока,
каждая фаза которой расщеплена
на два провода (рис. 8-12). Влияние
земли пока не учитываем.
Так как провода каждой фазы
расположены симметрично, на них
будут находиться одинаковые заря-
ды q, так что связь напряжения £7ф
относительно плоскости нулевого
потенциала с зарядами q будет
определяться одним уравнением
£7ф = ^(ап-4-а1г), (8-17)
причем в обозначениях рис. 8-12 по-
тенциальные коэффициенты равны:
а’1=2^1п
(если S>D)-
Следовательно,
и емкость линии на единицу длины
С=-^-, (8-18)
где гв — эквивалентный радиус. Для
расщепления на два провода гв =
=^rJD-
Формула (8-18) пригодна и для
расщепления фазы на произвольное
число проводов (п), но в этом слу-
§ 8-5] Методы уменьшения потерь на корону при переменном напряжении
99
Таблица 8-1
Эквивалентные радиусы и максимальные напряженности поля для наиболее
употребительных типов расщепленных проводов
Эскиз расщепленного провода D W О Оу
Число проводов в фазе п 2 3 4
Эквивалентный радиус ra V^D V
£макс/^ср 1+^ 1 + D ! _ 2^3г0 D . , 3 1 + D
чае эквивалентный радиус опреде-
ляется по формуле
rB = ^r0D, . .. Dn_„ (8-19)
где D],.... Z)n_i — расстояния от
одного из проводов до всех осталь-
ных проводов фазы. Эквивалентные
радиусы наиболее распространен-
ных типов расщепленных проводов
приведены в табл. 8-1.
Зная емкость линии с расщеп-
ленными фазами, нетрудно опреде-
лить и заряд, расположенный на
каждом проводе. Если бы заряд
распределялся равномерно по по-
верхности, он создавал бы напря-
женность поля
£сР=-Сф—• (8-20)
пг0 Ш —
Формула для определения средней
напряженности применима и для
трехфазных линий, для которых U®
есть фазовое напряжение, а вместо
расстояния s необходимо принимать
среднее геометрическое расстояние
между фазами.
В действительности из-за влия-
ния остальных проводов заряды бу-
дут распределяться по поверхности
каждого провода неравномерно.
Так как напряженность поля, соз-
даваемая зарядами цилиндрических
проводов, убывает пропорционально
расстоянию и в реальных линиях
всегда s > D, наибольшее значение
имеет взаимное влияние проводов
одной и той же фазы, учетом кото-
рого в первом приближении можно
ограничиться.
Рассмотрим опять фазу, рас-
щепленную на два провода (рис.
8-13), на каждом из которых сосре-
доточен заряд q. Применяя метод
наложения, напряженность поля на
поверхности каждого провода мо-
жет быть получена сложением по-
лей, создаваемых зарядом q данного
провода, равномерно распределен-
ным по его поверхности, и заря-
дом q соседнего провода. Поле соб-
Рис. 8-12.
Рис. 8 13.
7*
100
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. 8
ственного заряда q является ради-
альным и в каждой точке поверхно-
сти создает напряженность по абсо-
лютной величине, равную Еср. Поле
заряда соседнего провода также яв-
ляется радиальным, но так как
т0 D, в пределах рассматриваемо-
го провода его приближенно можно
принять однородным, причем напря-
женность этого
поля ДЕ=ет =
= £ср-^-. Из курса теоретических
основ электротехники известно, что
в металлическом цилиндре, поме-
щенном во внешнее однородное по-
ле с напряженностью ДЕ, происхо-
дит смещение зарядов, как пока-
зано на рис. 8-13, причем эти заря-
ды полностью компенсируют поле
внутри цилиндра, а в точках 1 и 3
на его поверхности создают напря-
женность, равную напряженности
внешнего поля. Следовательно,
в этих точках под влиянием сосед-
него провода возникает напряжен-
ность 2ДЕ. Если учесть показанное
на рис. 8-13 направление векторов
напряженности поля, то очевидно,
что в точке 1 результирующая на-
пряженность поля будет макси-
мальна
£макс — Еср 4“ 2ДЕ —
(8-20а)
в точке 3 она будет минимальна
женности поля на примере расщеп-
ления на два провода, для чего пе-
репишем ее в виде:
Из этой формулы видно, что увели-
чение расстояния D между прово-
дами расщепленной фазы, с одной
стороны, увеличивает емкость ли-
нии, а следовательно, и среднюю
напряженность на поверхности про-
вода, а с другой стороны, уменьшает
степень неравномерности распреде-
ления напряженности по поверхно-
сти. Поэтому должно существовать
определенное оптимальное расстоя-
ние Оопт, при котором напряжен-
ность Емакс имеет наименьшее зна-
чение. То же самое будет иметь ме-
сто и при расщеплении на большее
число проводов. В качестве иллю-
страции на рис, 8-14 показано изме-
нение максимальной напряженно-
сти поля при изменении расстоя-
ния D для фазы, расщепленной на
три провода марки АСО-480 (диа-
метр провода 3,02 см), которые бы-
ли применены на линии 400 кв
Волжская ГЭС имени В. И. Лени-
на— Москва (среднее геометриче-
ское расстояние между фазами
5=1^2-10,5=13 м). На этом же
графике пунктиром показана экви-
валентная напряженность поля
г- Е ма КС + Ecv- ____
Еэ =------. которая исполь-
F — F
^МИН -ср
2Д£ =
--Аср
2пЛ
DJ
(8-206)
,а в остальных точках — иметь про-
межуточное значение.
Аналогичным путем можно про-
анализировать распределение на-
пряженности поля по поверхности
проводов при другом числе расщеп-
лений. Значения максимальной на-
пряженности поля для наиболее рас-
пространенных типов расщепленных
проводов приведены в табл. 8-1.
Проанализируем более подробно
..формулу для максимальной напря-
зуется при расчетах потерь на коро-
ну по формуле Майра (см. § 8-6).
Рис. 8-14. Зависимость максимальной и
эквивалентной напряженности поля на по-
верхности расщепленного провода (два
провода в фазе) от расстояния между про-
водами.
§ 8-6]
Способы расчета потерь на корону при переменном напряжении
101
Как видно из графика, мини-
мальное значение £Макс имеет вели-
чину около 12,7 кв!см, в то время
как напряженность поля на поверх-
ности одиночного провода того же
сечения 3X480=1 440 мм2 (диаметр
около 5,4 см) была бы равна 14 кв/см.
Поскольку потери очень быстро воз-
растают с увеличением напряжен-
ности поля, целесообразность при-
менения расщепленных проводов
очевидна.
Однако расстояние между про-
водами расщепленной фазы целесо-
образно принимать несколько боль-
ше оптимального. В частности, для
линии Волжская ГЭС имени
В. И. Ленина — Москва принято
D=40 см. Дело в том, что примене-
ние расщепленных проводов, поми-
мо уменьшения потерь на корону и
удобств монтажа линии, имеет еще
одно существенное преимущество,
связанное с уменьшением индуктив-
ности линии. При этом, как изве-
стно, увеличивается пропускная спо-
собность передачи, что особенно
важно для линий сверхвысоких на-
пряжений, предназначенных для
передачи очень больших мощностей.
При увеличении расстояния D
индуктивность линии на единицу
длины монотонно уменьшается, а не-
большое отклонение от оптимально-
го расстояния приводит к весьма не-
значительному увеличению макси-
мальной напряженности.
Для того чтобы закончить вопрос
об определении напряженности по-
ля на поверхности провода, напом-
ним, что во всех предыдущих
формулах s означает среднегеомет-
рическое расстояние между фазами.
В частности, для горизонтального
расположения проводов с расстоя-
нием между соседними фазами а
s = l/'а-а-2а.= 1,26 а.
Во всех предыдущих расчетах
не учитывалось влияние земли и
взаимное влияние отдельных фаз
друг на друга. Определение напря-
женностей поля в трехфазной си-
стеме с учетом зеркальных изобра-
жений является весьма громоздким
и может осуществляться только'
с помощью счетных машин. Такие’
расчеты показали, что влияние зем-
ли и соседних фаз для линий раз-
личных номинальных напряжений
практически одинаково. Для линий
с горизонтальным расположением
проводов ориентировочно можно
считать, что на средней фазе напря-
женность поля на 5—10% выше, чем
на крайних фазах.
Наиболее точным методом опре-
деления напряженности поля яв-
ляется измерение емкостных токов
в реальной линии, при котором учи-
тывается влияние опор, изоляторов,
различных стрел провеса провода
и т. д.
8-6. ПРАКТИЧЕСКИЕ СПОСОБЫ
РАСЧЕТА ПОТЕРЬ НА КОРОНУ
ПРИ ПЕРЕМЕННОЕ НАПРЯЖЕНИИ
Из предложенных в различное
время довольно многочисленных
формул для расчета мощности по-
терь на корону наиболее употреби-
тельной в настоящее время являет-
ся уже упоминавшаяся выше фор-
мула Майра, которая может исполь-
зоваться как для одиночных, так и
для расщепленных проводов:
Р = п/г/г“£э(Да-£к)Х
X (2,3 -'-350£э— 1V1O-S квт/км-фа-
> L (8-22)
где п — число проводов в фазе;
f — частота, гц\
г0 — радиус провода, саг,
£к — критическая напряженность
ПОЛЯ, Кв[СМ'.
—^ма11С + £ср — эквивалентная
напряженность поля, кв{см.
Формула предусматривает, что
все разнообразие атмосферных усло-
вий сводится к двум категориям:
хорошая погода и плохая погода,
для которых принимаются следую-
щие значения коэффициента k и
критической напряженности поля:
хорошая погода k = 44;
Ек = 17 кв]см (действующее значение);
плохая погода /г = 31,5;
Ек = 11 кв1см (действующее значение)
102
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. 8
Конечно, деление погоды на две
категории «хорошая» и «плохая»
весьма условно, поэтому формула
Майра не дает ни наименьших, ни
наибольших возможных потерь на
корону, однако с ее помощью мож-
но оценивать порядок среднегодо-
вых потерь энергии. Для этого не-
обходимо знать удельную продол-
жительность хорошей и плохой по-
годы за год в районе прохождения
трассы линии. Например, по дан-
ным немецкой метеорологической
службы на территории Западной
Германии относительная продолжи-
тельность сухой погоды составляет
82%, дождя 13% и тумана 5%. Для
Советского Союза с его обширной
территорией невозможно дать еди-
ные цифры удельной продолжитель-
ности различных атмосферных усло-
вий. Для весьма грубой оценки ве-
личины среднегодовых потерь по
формуле Майра продолжительность
плохой погоды оценивается в 10% и
тогда среднегодовая мощность по-
терь
Рср.год —' 0,1РПл + 0,9Рхор. (8-22а)
Среднегодо-
вые потери
Рис. 8-15. Потери на корону при различной погоде для
четырех линий.
I — расщепленный провод 4X21.7/400 (четыре провода диамет-
ром 21,7 мм, d=4O0 .mjw); 2— расщепленный провод 2X32/400;
<3 — одиночный сталеалюминиевый провод диаметром 42 мм;
4 — расщепленный провод 2X26.6/400.
Поскольку формула Майра дает
лишь весьма приближенные значе-
ния среднегодовых потерь и не по-
зволяет надежно определить макси-
мально возможные величины потерь
на корону, в последнее время боль-
шое распространение получило опре-
деление коронных потерь непосред-
ственно из эксперимента. Поэтому
во многих странах мира, в которых
идет строительство или проектиро-
вание линий электропередачи на-
пряжением порядка 400 кв, соору-
жаются опытные участки линий, на
которых проводятся многолетние
измерения потерь на корону для
проводов различных диаметров. По-
казательны в этом отношении опыт-
ные линии 400 кв Райнау (ФРГ),
на которых в течение нескольких
лет было произведено более
40 000 замеров потерь на корону.
Результаты измерений затем сорти-
ровались и классифицировались
с помощью счетных машин и обра-
ботка полученных результатов про-
изводилась методами теории вероят-
ностей. Некоторые эксперименталь-
ные данные, полученные на этих ли-
ниях при напряжении 380±10 кв,
приведены на рис. 8-16, на котором
указаны средние измеренные вели-
чины для каждой погоды. Данные
отдельных измёрений иногда в не-
сколько раз отличались от среднего,
однако среднеквадратичное откло-
нение во всех случаях было менее
100% и обычно лежало в пределах
50—70%.
В Советском Союзе опытные
участки линии 400 кв сооружены
в Москве (ВНИИЭ), Ленинграде
(НИИПТ), сооружаются опытные
линии в республиках Средней Азии,
которые по климатиче-
ским условиям резко от-
личаются от европейской
части Советского Союза.
Измерения потерь на ко-
рону проводились также
на линии Волжская ГЭС
имени В. И. Ленина —
Москва в период пуско-
наладочных работ. Ре-
зультаты этих измерений
§ 8-6]
Способы расчета потерь на корону при переменном напряжении
103
позволили установить, что на линии
Волжская ГЭС имени В. И. Лени-
на — Москва, где применены прово-
да марки АСО-480, среднегодовые
потери составляют около 1,3 квт!км
на три фазы, а на линиях 400 кв
Московского кольца, где сечение
провода несколько меньше
1332 мм2), — около 2,5 квт/км на три
фазы. Суммарные потери на корону
в этой линии составляют около
7% потерь на нагрев проводов ра-
бочими токами линии.
Естественно, что проводить
экспериментальное определение по-
терь на корону в различных клима-
тических условиях и для всего раз-
нообразия конструкций опор и ти-
пов проводов практически невоз-
можно. Поэтому следует стремиться
к отысканию некоторых обобщен-
ных характеристик коронных^ по-
терь. В частности, целесообразно
проверить, не являются ли потери
на корону однозначной функцией
максимальной напряженности поля
на поверхности провода. В упоми-
навшейся выше немецкой работе
была построена кривая зависимо-
сти мощности потерь от напряжен-
ности поля на поверхности одного
из проводов, которая снималась при
изменении напряжения источника
в широких пределах. Затем на этот
же график нанесены эксперимен-
тальные точки, соответствующие
другим типам проводов и опор
(рис. 8-16), которые очень близко
легли на кривую. Однако все при-
меняемые в этих опытах провода
имели приблизительно одинаковое
суммарное сечение проводов. При
сильно отличавшихся сечениях по-
тери при одинаковой напряженно-
сти относятся друг к другу, как их
суммарные сечения. Поэтому для
каждых условий погоды принци-
пиально возможно построить уни-
версальную кривую зависимости по-
терь от максимальной напряженно-
сти поля для одиночного провода
радиусом г0 = 1 ис помощью этой
кривой находить потери для любого
провода путем умножения ее орди-
2
нат на —величину, которая
Рис. 8-16. Зависимость потерь на корону от
максимальной напряженности поля на по-
верхности провода.
1 — расщепленный провод 4X21/400 (одноцепи а я
линия); 2 — расщепленный провод 4X21,7/400
(двухцепная линия); 3 — расщепленный провод
4X21/400 (двухцепная линия); 4 — расщепленный
провод 2X32/400 (одноцепная линия); 5— медный
полый провод диаметром 42 мм (одиоцепная ли-
ния); 6 — сталеалюмиииевый провод диаметром
42 мм (одноцепная линия); 7 — расщепленный
провод 2X26,6/400/ (одиоцепная линия).
стоит в качестве множителя в фор-
муле Майра.
На рис. 8-17 приведены такие
кривые для трех различных атмо-
сферных условий,— хорошей пого-
ды, сухого снега, изморози и голо-
леда. Эти кривые построены на
основании опытов, проведенных
в Советском Союзе на эксперимен-
тальных пролетах линий электро-
передачи. Для определения с по-
мощью этих кривых среднегодовых
потерь при каждом виде погоды не-
обходимо соответствующую ордина-
ту кривых рис. 8-17 умножить на
величину пг2 и на продолжитель-
ность данной погоды в году h, кото-
рая определяется по данным метео-
рологических наблюдений.
Среднегодовые потери энергии
при дожде (и мокром снеге) опре-
деляются несколько другим спосо-
бом, так как их величина в очень
сильной степени зависит от интен-
сивности дождя. На рис. 8-18 при-
ведены кривые зависимости мощно-
сти потерь при дожде от его интен-
сивности J, полученные на основа-
104
Коронный разряд на проводах линий электропередачи
[ Гл. 8
кеп/нм-смг
(на (фазу)
Рис. 8-17. Средние потери на корону при
хорошей погоде, сухом снеге и изморози.
нии лабораторных экспериментов
Энергетического института имени
Кржижановского. Как видно, при
увеличении интенсивности дождя
потери растут сначала весьма
быстро вследствие образования все
большего числа капелек воды
на поверхности провода, а затем
рост потерь резко замедляется.
По-видимому, это соответствует
интенсивности дождя, при которой
вся поверхность провода оказывает-
ся смоченной, после чего рост по-
терь определяется только увеличе-
нием заряда, переносимого капель-
ками дождя в землю. При неболь-
ших напряженностях поля возра-
стание потерь происходит более
плавно, так как в этом случае
основное значение имеет не корони-
рование отдельных капель воды на
поверхности, а именно перенос за-
ряда, который с увеличением интен-
сивности дождя монотонно возра-
стает.
Таким образом, для определе-
ния среднегодовых потерь при дож-
де (и мокром снеге) недостаточно
знать числа часов дождливой пого-
ды, необходимо также иметь сведе-
ния о продолжительности дождей
различной интенсивности. Много-
численные метеорологические на-
блюдения позволили установить
обобщенную зависимость распреде-
ления числа часов дождливой по-
годы по интенсивности дождя, спра-
ведливую для всех районов Совет-
ского Союза. Эта зависимость пред-
ставлена в табл. 8-2.
В табл. 8-2 йд означает общую
продолжительность в часах дождли-
вой погоды в данном районе; —
продолжительность дождя данной
интенсивности Средняя интенсив-
ность дождя мм)мин,
определяется годовым количеством
Рис. 8-18. Зависимость мощности потерь на
корону от интенсивности дождя.
§ 8-6 ] Способы расчета потерь на корону при переменном напряжении
105
Таблица 8-2
Продолжительность дождя и мокрого снега различной интенсивности
Ji/Jср 0—0,5 0,5—1 1—2 2—3 2—4 4—5 5—6
hilhA 0,6 0,14 0,12 0,06 0,03 0,014 0,008
3 if J ср 6—7 7—8 8—9 9—10 10—11 11—12
hi/ha 0,005 0,0035 0,0025 0,002 0,0015 0,001
осадков в виде дождя и мокрого
снега Н, мм, и общей продолжи-
тельностью Ад, ч. Величины Ад и Н
для каждого района определяются
метеорологическими наблюдениями.
Из данных табл. 8-2 следует, что
в 60% всех случаев интенсивность
дождя не превышает 0,5 средней,
в 14% всех случаев она лежит
в пределах (0,5—1)АСр и т. д. Зная
величины Ад и Н из метеорологиче-
ских наблюдений, можно опреде-
лить абсолютную величину /ср для
данного района, а следовательно, и
величину каждого интервала интен-
сивностей, приведенных в табл. 8-2.
С помощью кривых рис. 8-18 для
рассматриваемой линии нетрудно
определить потери для соответ-
ствующей интенсивности дождя Рдг.
Очевидно, что среднегодовые поте-
ри на корону при дожде
Дд = 2Рд<ДЙ4. (8-23)
С учетом предыдущего, суммар-
ные среднегодовые потери на корону
будут равны:
А = Рх.Л.пЧ~^сн^сн Ч~
Ч-^3 из^изЧ-^д, (8-24)
где йх.п, Асв и Айз — соответственно
число часов в
год хорошей
погоды, снега
и изморози;
Рт;.™ Рсв, Риз — соответствую-
щие величины
средней мощ-
ности потерь,
определяемые
с помощью кри-
вых рис. 8-17.
В табл. 8-3 приведены необхо-
димые метеорологические данные
для некоторых районов Советского
Союза и подсчитанные по изложен-
ной методике отдельные состав-
ляющие среднегодовых потерь для
напряженности на проводе
21 квыакс/см, что приблизительно
соответствует линии 220 кв с про-
водом диаметром 2,5—2,6 см. Как
видно из таблицы, при таких напря-
женностях, для большинства рай-
Таблица 8-3-
Метеорологические характеристики некоторых районов Советского Союза
и величины отдельных составляющих потерь на корону при максимальной
напряженности на проводе £м = 21 кв/см
Город Основные метеорологические характеристики района Отдельные составляющие потерь иа корону, квт/км-см* Суммарные сред- негодовые потери на корону А —квт/км-см* пго
Лх.О- ч Лсн. Ч ЛИЗ'« Ад,« н, мм •^х.п 2 ПГ0 Ас« 2 пго ^из пго 2
Луганск . . . 7 660 464 90 546 300 310 80 280 490 1 160
Волгоград . . 7 988 125 296 351 200 320 20 920 310 1 570
Москва .... 7 035 790 291 644 472 280 140 900 630 1 850
Ленинград . . 6 796 742 417 805 461 270 130 1 290 720 2410
Кострома . . . 6 016 1 164 732 843 464 250 210 2 260 750 3 470
106
Электрические и механические характеристики изоляторов
[Гл. 9
Рис. 8-19. Зависимость среднегодовых по-
терь для одиночного провода Го = 1 см от
максимальной напряженности поля на по-
верхности провода.
1 — Кострома; 2 — Ленинград; 3 — Москва; 4 —
Волгоград; 5 — Луганск.
онов наибольший удельный вес
имеют потери во время изморози и
гололеда. Потери при хорошей по-
годе составляют 7—25% общих по-
терь. При этом следует учитывать,
что под термином хорошая погода
здесь понимается любая погода без
осадков, в том числе и туман, во
время которого потери существенно
возрастают.
При увеличении напряженности
поля на поверхности провода все
составляющие потерь сильно воз-
растают. Медленнее других растут
потери при изморози (рис. 8-17),
благодаря чему при больших напря-
женностях поля определяющими
обычно являются потери в дождли-
вую погоду. На рис. 8-19 показаны
зависимости среднегодовых потерь
от напряженности поля для некото-
рых районов Советского Союза.
Семейство таких кривых, которые
нетрудно построить с помощью из-
ложенного выше метода, может
быть использовано для оценки по-
терь на корону для линии передачи
любой конструкции и с любыми
проводами. При этом для линий
с горизонтальным расположением
проводов напряженность поля на
крайних проводах можно принимать
равной средней, а напряженность
на среднем проводе—на 5% выше.
Полученные для каждого провода
потери следует сложить, а резуль-
тат умножить на пг\
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ЛИНЕЙНАЯ И ПОДСТАНЦИОННАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ И МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ИЗОЛЯТОРОВ
9-1. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
Для изоляции отдельных частей
электрических установок, имеющих
разные потенциалы (например, про-
водов или шин разных фаз), их
прежде всего необходимо удалить
друг от друга на определенное рас-
стояние, так что основной изоли-
рующей средой будет служить воз-
дух. В местах крепления провода
или шины изолируются от зазем-
ленных опорных конструкций с по-
мощью изоляторов, чаще всего вы-
полненных из фарфора.
Нарушение электрической проч-
ности изолятора может произойти
путем пробоя твердого диэлектрика
(фарфора) или благодаря разряду
в воздухе по поверхности изолято-
ра. В первом случае изолятор пол-
ностью выходит из строя, так как
его электрические характеристики
не восстанавливаются, кроме того,
Ǥ 9-1 J
Электрические характеристики
107
•при пробое изолятор может быть
разрушен механически. Во втором
случае изолятор может повредить-
ся только за счет теплового воз-
действия дуги на его поверхность.
Если после перекрытия напряжение
с изолятора будет быстро снято,
например, под действием релейной
защиты, в большинстве случаев изо-
лятор остается неповрежденным.
Поэтому все изоляторы конструи-
руются таким образом, чтобы их
пробивное напряжение было выше
напряжения перекрытия по поверх-
ности.
Таким образом электрическая
прочность изоляторов характери-
зуется их напряжениями перекры-
тия или разрядными напряжения-
ми. Оценка электрической прочно-
сти и величины выдерживаемого
изоляторами без перекрытия на-
пряжения в общем случае делается
на основе трех характеристик: сухо-
разрядного напряжения при про-
мышленной частоте, мокроразряд-
ного напряжения при промышлен-
ной частоте и вольт-секундной ха-
рактеристики, полученной при стан-
дартной волне напряжения.
Разрядные напряжения при про-
мышленной частоте могут служить
мерой оценки электрической проч-
ности изоляторов при внутренних
перенапряжениях. Вольт-секундная
характеристика определяет проч-
ность изоляторов при атмосферных
перенапряжениях.
Сухоразрядное напряжение при
50 гц является главной характери-
стикой изоляторов, предназначен-
ных для работы в закрытых поме-
щениях, так называемых изолято-
ров внутренней установки. Опреде-
ляется сухоразрядное напряжение
при чистой и сухой поверхности изо-
ляторов. Для удобства сравнения
разрядные напряжения приводятся
к нормальным атмосферным усло-
виям. Сухоразрядное напряжение
изоляторов пропорционально отно-
сительной плотности воздуха 6=
р
=0,386 у (см. раздел 1, гл. 3), по-
этому сухоразрядное напряжение U,
определенное при относительной
плотности воздуха 6, приводится
к разрядному напряжению t7Cp при
нормальной плотности воздуха 6= 1
по формуле
Сухоразрядное напряжение при
промышленной частоте увеличивает-
ся с ростом влажности воздуха. При-
ведение разрядного напряжения, по-
лученного при данной влажности
воздуха, к нормальной абсолютной
влажности воздуха 11 г/м3 произво-
дится умножением разрядного на-
пряжения на коэффициент К, опре-
деляемый по номограмме рис. 9-1.
Таким образом, сухоразрядное на-
пряжение L/cp, приведенное к нор-
мальным атмосферным условиям,
получаем по формуле
Пср = ^4- (9-П
Мокроразрядное напряжение
имеет существенное значение для
изоляторов наружной установки.
Рис. 9-1. График для определения поправки
на влажность воздуха.
При напряжении, меньшем, чем 141 кв макс, по-
правка в процентах уменьшается прямо пропор-
ционально напряжению. При импульсном напря-
жении и времени разряда меньше 10 мксек, по-
правка в процентах уменьшается пропорциональ-
но предразрядному времени.
108
Электрические и механические характеристики изоляторов
[Гл. 9
Мокроразрядное напряжение изо-
ляторов в сильной степени зависит
от силы дождя, направления и фор-
мы его струй и от проводимости
дождевой воды. Для того чтобы
иметь возможность сопоставлять
мокроразрядные напряжения, дождь
«стандартизуется». У нас в стране
для определения мокроразрядного
напряжения принят дождь силой
3 мм/мин с удельным сопротивле-
нием воды -~104 ом-см (при t=
=20° С) при направлении струй
дождя под углом 45° к оси изолято-
ров. Струи дождя должны иметь ка-
пельную структуру.
Мокроразрядное напряжение
изоляторов зависит от плотности
воздуха. Опыт показывает, что
влияние при этом оказывает только
атмосферное давление воздуха,
а температура не имеет существен-
ного значения. Увеличение мокро-
разрядного напряжения с ростом
атмосферного давления неодина-
ково для изоляторов разной кон-
струкции. Путь разряда проходит
по последовательно чередующимся
смоченным поверхностям изолятора
и воздушным промежуткам. Чем
большую долю в пути разряда со-
ставляют воздушные промежутки,
тем в большей мере влияет атмо-
сферное давление на величину
мокроразрядного напряжения. При-
нимают в среднем для всех изоля-
торов, что половину пути разряда
составляют воздушные промежутки.
При этом условии мокроразрядное
напряжение при нормальном атмо-
сферном давлении Ймр и мокрораз-
рядное напряжение U, определен-
ное при давлении, отличном от нор-
мального, оказываются связанными
соотношением
П = (7мр[0,5 + (9-2)
Вольт-секундные характеристи-
ки снимаются только при сухой и
чистой поверхности изоляторов, так
как при импульсных напряжениях
дождь снижает электрическую проч-
ность изоляторов незначительно —
всего лишь на 2—3°/о- Характери-
стики снимаются при стандартных
волнах 1,5/40 мксек обеих полярно-
стей.
Приведение импульсных разряд-
ных напряжений к нормальным
атмосферным условиям производит-
ся по (9-1). Следует только учесть,
что поправочные коэффициенты на
влажность даны на рис. 9-1 для
волны, срезанной при времени боль-
ше 10 мксек. При воздействии вол-
ны, срезанной при времени, мень-
шем 10 мксек, поправка уменьшает-
ся пропорционально времени раз-
ряда.
Например, волна срезана при 5 мксек
По номограмме (рис. 9-1) /(=1,06, т. е. по-
правка для полной волны составляет 0,06.
Для волны, срезанной при 5 мксек, поправ-
ка на влажность будет составлять
5
0.06 --|о= 0,03. т. е. К =1,03.
Для аппаратных изоляторов^
кроме разрядных характеристик,
установлены также испытательные
напряжения при промышленной ча-
стоте и импульсах, которые они
должны выдерживать без перекры-
тия или повреждения. Испытатель-
ное напряжение промышленной ча-
стоты, скорректированное примени-
тельно к атмосферным условиям,
сухой изолятор должен выдержи-
вать в течение 1 мин.
Импульсные испытания произво-
дятся при стандартных волнах —
полной и срезанной при 2 мксек
(срез производится промежутком
между шарами). Изолятор должен
троекратно выдержать полную вол-
ну, а затем также троекратно — сре-
занную волну напряжения.
Испытательные импульсные на-
пряжения, как и напряжения про-
мышленной частоты, должны быть
скорректированы по (9-1) примени-
тельно к атмосферным условиям
при испытаниях.
9-2. МЕХАНИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
Требования к механической
прочности изоляторов определяются
условиями их работы в эксплуата-
ции.
§ 9-3]
Материалы для изготовления изоляторов
109
Изоляторы, применяемые для
изоляции проводов линий электро-
передач, испытывают нагрузки, со-
здаваемые тяжением и весом про-
водов. Нагрузки эти зависят от се-
чения применяемых проводов и длин
пролетов между опорами. Кроме то-
го, на их величину оказывают влия-
ние температура, сила ветра, нали-
чие гололеда. Для штыревых линей-
ных изоляторов эти нагрузки явля-
ются главным образом изгибающи-
ми. Подвесные изоляторы благода-
ря шарнирному соединению их
в гирлянды подвергаются только
растягивающим усилиям.
Опорные и проходные изолято-
ры в распределительных устрой-
ствах и аппаратах испытывают
в основном изгибающие нагрузки,
обусловленные электродинамиче-
скими силами при коротких замы-
каниях в установке, механическими
усилиями при работе разъедините-
лей, а также тяжениями проводов и
ветровыми усилиями.
Для опорных, проходных и шты-
ревых линейных изоляторов норми-
руется прочность на изгиб, для под-
весных изоляторов — на растяже-
ние.
Основной механической характе-
ристикой изоляторов является га-
рантированная механическая проч-
ность на изгиб или растяжение, т. е.
минимальная разрушающая нагруз-
ка, определяемая при плавном подъ-
еме нагрузки до видимого разру-
шения изолятора.
Однако разрушающая нагрузка
не дает полного представления
о способности изоляторов противо-
стоять механическим воздействиям.
У подвесных изоляторов полно-
му разрушению предшествует по-
вреждение диэлектрика (мелкие
трещины) под металлической шап-
кой, невидимое для испытателя. По-
этому подвесные изоляторы испы-
тываются комбинированно: к изоля-
тору одновременно с плавно повы-
шаемой механической нагрузкой
прикладывается электрическое на-
пряжение, составляющее 75—80%
сухоразрядного. Механическое по-
вреждение диэлектрика под шапкой
обнаруживается при этом по элек-
трическому пробою изолятора. Ве-
личина механической нагрузки, по-
вреждающей изолятор, при таком
испытании называется электромеха-
нической прочностью изолятора.
Основной эксплуатационной ме-
ханической характеристикой под-
весных изоляторов является часо-
вая испытательная нагрузка, ука-
зываемая обычно в маркировке под-
весного изолятора. Часовая испы-
тательная нагрузка составляет при-
близительно 75% электромеханиче-
ской прочности. Испытание ведется
при одновременном приложении
электрического напряжения, равно-
го 75—80% сухоразрядного. Изоля-
тор должен выдержать без повреж-
дения такое испытание в течение
1 ч. Максимально допустимые экс-
плуатационные нагрузки на подвес-
ные изоляторы по установившейся
практике составляют половину ча-
совой испытательной нагрузки.
9-3. МАТЕРИАЛЫ
ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ИЗОЛЯТОРОВ
Конструкция изолятора, а также
его электрические и механические
характеристики в значительной ме-
ре зависят от применяемых для его
изготовления материалов.
Изоляторы состоят из диэлек-
трика, металлической арматуры,
служащей для их механического
крепления, и материалов, связываю-
щих арматуру с диэлектриком.
Диэлектрические материалы, из
которых изготовляются изоляторы,
должны иметь высокую электриче-
скую прочность на пробой, доста-
точную механическую прочность и
хорошо противостоять неблагопри-
ятным атмосферным воздействиям.
Всем этим требованиям удовлетво-
ряет электротехнический фарфор,
являющийся наиболее распростра-
ненным диэлектриком, применяе-
мым для изготовления изоляторов.
Электрическая прочность фарфора
в однородном поле при толщине
образца 1,5 мм составляет 22—
28 квлеЪств/мм. С увеличением тол-
по
Электрические и механические характеристики изоляторов
[ Гл. 9
Рис. 9-2. Расчетная электриче-
ская прочность фарфора в не-
равномерном поле при пере-
менном напряжении 50 гц.
щины фарфора средние пробивные
градиенты его уменьшаются. В изо-
ляторах поле неоднородно, поэтому
средняя электрическая прочность
фарфора в них еще меньше. На
рис. 9-2 приведена средняя электри-
ческая прочность фарфора в неод-
нородном поле при переменном на-
пряжении в зависимости от толщи-
ны образца. При импульсных на-
пряжениях электрическая проч-
ность фарфора на 50—70% выше,
чем при промышленной частоте.
Механическая прочность фарфо-
ра зависит от вида деформации.
Очень хорошо фарфор работает на
сжатие и значительно хуже на из-
гиб и, особенно, на растяжение.
Временное сопротивление глазуро-
ванных стандартных образцов диа-
метром 2—3 см при сжатии равно
4 500 кГ!с1л2, а при изгибе и растя-
жении значительно меньше: 700
и 300 кГ/см2 соответственно. Меха-
ническая прочность фарфора в изо-
ляторах зависит от конструкции
арматуры и способа ее соединения
с фарфором и всегда уменьшается
с увеличением площади сечения
фарфора. При сжатии это умень-
шение механической прочности
меньше, чем при изгибе и растяже-
нии (рис. 9-3).
Толщина фарфоровых стенок
в изоляторах обычно не превышает
30—40 см. Если такая толщина по
электрической и механической проч-
ности оказывается недостаточной,
применяются составные конструк-
ции. Только в стержневых изолято-
рах, где пробой фарфора невозмо-
жен, допускается большая толщина
фарфора.
В проходных изоляторах из фар-
фора делаются только наружные
покрышки. Для внутренней изоля-
ции этих изоляторов применяются
трансформаторное масло, бумага,
изоляционные массы, которые пре-
дохраняются от атмосферных воз-
действий фарфоровыми покрыш-
ками.
В последнее время для изготов-
ления тарелочных и штыревых изо-
ляторов все шире применяется
стекло.
Стеклянные изоляторы значи-
тельно дешевле фарфоровых, вме-
сте с тем по своим электрическим
и механическим характеристикам
они не уступают последним. Харак-
теристики в значительной мере за-
висят от химического состава стек-
ла, особенно от содержания в стек-
ле щелочей. Наличие в составе стек-
ла растворимых щелочей повышает
гигроскопичность поверхности изо-
ляторов, а следовательно, увеличи-
вает поверхностную проводимость.
В результате электрические свой-
ства изоляторов из щелочного
Рис. 9-3. Изменение механической прочно-
сти фарфора в зависимости от площади се-
чения при цилиндрической форме.
1 — сжатие; 2 — растяжение; 3 — нзгнб.
§ 9-3]
Материалы для изготовления изоляторов
111
(обычного) стекла хуже, чем из
малощелочного стекла или фар-
фора. Электрическая пробивная
прочность щелочного стекла состав-
ляет 17,9 квдействМл!, а малоще-
лочное стекло имеет прочность
48 квдейств/мм, т. е. в 2 раза больше,
чем фарфор.
Ионный характер электриче-
ской проводимости стекла с боль-
шим содержанием щелочей приво-
дит к электролизу при работе стек-
ла под напряжением. Вследствие
этого изоляторы из щелочного стек-
ла не могут применяться в установ-
ках постоянного напряжения. При
переменном напряжении электролиз
практически отсутствует и старение
изоляторов происходит много мед-
леннее.
Механическая прочность ото-
жженных образцов из стекла больше,
чем фарфоровых. Внутренние меха-
нические напряжения в стекле отно-
сительно легко снимаются при от-
жиге. В фарфоре внутренние напря-
жения практически всегда остают-
ся, и это снижает его прочность.
Щелочное стекло обладает вы-
соким температурным коэффициен-
том расширения, поэтому изолято-
ры из такого стекла под влиянием
резких перепадов температуры во
время эксплуатации разрушаются.
Это ограничивает область примене-
ния их внутренними установками,
не подверженными резким измене-
ниям температуры.
Изоляторы для наружных уста-
новок изготовляются из малощелоч-
ного стекла с последующим отжи-
гом. Щелочное стекло может быть
использовано только в том случае,
если изоляторы подвергаются за-
калке, которая сообщает им высо-
кую механическую прочность.
При закалке стекло нагревают
до высокой температуры (650° С —
для щелочного стекла, 780° С — для
малощелочного), затем обдувают
холодным воздухом. При этом
внешние слои изолятора затверде-
вают, а внутренние при последую-
щем охлаждении продолжают умень-
шаться в объеме. Внешние слои
стекла получают при этом напряже-
ние сжатия, внутренние — напряже-
ния растяжения. При приложении
к такому изолятору растягивающей
нагрузки разрушение наступает
лишь тогда, когда будут преодоле-
ны или скомпенсированы сжимаю-
щие усилия во внешних слоях. В ре-
зультате прочность закаленного
изолятора оказывается значительно
больше, чем отожженного изоля-
тора.
Закаленные изоляторы из мало-
щелочного стекла хорошо противо-
стоят динамическим нагрузкам, спо-
собны выдерживать удары и паде-
ния с большой высоты. Однако та-
кие изоляторы дороже и их приме-
няют в тех случаях, когда требуют-
ся весьма высокая механическая
прочность и термическая устойчи-
вость.
В табл. 9-1 приведены сравни-
тельные электрические и механиче-
ские характеристики электротехни-
ческого фарфора, отожженного стек-
ла и труб из бакелизированной бу-
маги.
Опорные и проходные изоляторы
могут выполняться из бакелизиро-
ванной бумаги. При высокой тем-
пературе бумага покрывается баке-
литовым лаком и наматывается
в трубы. После намотки изоляторы
подвергаются термической обработ-
ке, в результате которой бакелит
переходит в нерастворимое и нераз-
мягчаемое под влиянием тепла со-
стояние. Поверхность изолятора ла-
кируется. Изготовленная таким спо-
собом бумажно-бакелитовая изоля-
ция имеет довольно высокие элек-
трические и механические характе-
ристики (табл. 9-1).
Арматура изоляторов изготовля-
ется из чугуна (простого или ковко-
го) или стали, а при больших то-
ках, чтобы избежать чрезмерного
ее нагревания из-за перемагничи-
вания, применяется немагнитный
чугун или цветные металлы.
Конструкция арматуры и способ
ее соединения с диэлектриком су-
щественно влияют на механическую
112
Линейные изоляторы
[Гл. 10
Таблица 9-1
Электрические и механические характеристики диэлектрических
материалов, применяемых для изготовления изоляторов
Характеристики Электро- техниче- ский фар- фор Диэлектрик Стекло Трубы из бакелизи- рованной бумаги
малоще- лочное щелочное
Пробивная прочность образцов, квдеНст/лл . . . 22—28 48 17.9 10—15
Диэлектрическая проницаемость 5,5—7 5,5- -10 4—5
tg 8 при температуре 20° С Удельное поверхностное сопротивление при влаж- 2— 4а/о 2—33/о 6—7% бУо
НОСТИ 65°/о. ом Удельное объемное сопротивление при 20° С, 3-1013 4-Ю14 1,5-1012 1О‘°
ОМ‘СМ Коэффициент линейного термического расшире- 10’3 4,5-1014 4-Ю12 10*2
НИЯ Временное сопротивление, кГ[смг\ 4-10-6 5-Ю-6 9,4-10-6 —
на сжатие 4 500 7 000 400
на изгиб 700 650 (закаленные до 2 500) 800
на растяжение 300 600 500
прочность изоляторов, так как ар-
матура, передавая внешние усилия
на диэлектрик, обусловливает рас-
пределение в нем механических на-
пряжений. Соединение арматуры
с диэлектриком осуществляется в
большинстве случаев с помощью
портланд-цемента. Применяется
также механическое крепление ее
без цементирующих связок.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ЛИНЕЙНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
10-1. ШТЫРЕВЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
Для изоляции линий низкого на-
пряжения (до 1 000 в) используют-
ся самые простые изоляторы, так
называемые телеграфные (типов
ТФ и ТС). При напряжении линий
3—10 кв электрическая прочность
таких простых изоляторов оказы-
вается недостаточной. На таких ли-
ниях применяются штыревые изоля-
торы, отличающиеся увеличенными
размерами и более сложной фор-
мой.
Штыревые изоляторы для линий
35 кв в целях обеспечения необхо-
димой электрической прочности
должны иметь значительный диа-
метр и высоту. Так как характери-
стики фарфора при увеличении тол-
щины стенки резко ухудшаются, та-
кие изоляторы обычно делаются со-
ставными из двух-трех фарфоровых
деталей меньшей толщины. Для ли-
ний более высокого номинального
напряжения штыревые изоляторы
не применяются, так как они полу-
чились бы чрезмерно громоздкими
и мало надежными из-за больших
изгибающих усилий, воздействую-
щих на изоляторы.
Для изоляции ответственных ли-
ний 35 кв и линий более высокого
напряжения применяются подвес-
ные изоляторы тарельчатого типа.
Путем шарнирного соединения под-
весных изоляторов получают гир-
лянды на любое напряжение. В от-
личие от штыревых изоляторов ме-
ханическая нагрузка, создаваемая
тяжением проводов, направлена
у подвесных изоляторов не перпен-
дикулярно, а вдоль оси, и не создает
§ 10-1 ]
Штыревые изоляторы
113
изгибающих усилий. Изолйюры гир-
лянды работают на растяжение.
Однако конструкция изоляторов та-
кова, что внешняя нагрузка вызы-
вает в диэлектрике (фарфоре или
стекле) в основном напряжения
сжатия и среза. Таким образом, ис-
пользуется весьма высбкая проч-
ность фарфора и стекла при рабо-
те на сжатие.
Для изоляции линий напряже-
нием ПО и 220 кв в некоторых стра-
нах довольно широко используются
подвесные изоляторы стержневого
типа. Фарфор в этих изоляторах
работает на растяжение. Для полу-
чения большой механической проч-
ности диаметр фарфора в стержне-
вых изоляторах составляет 60—
125 мм. Получение высококачест-
венного фарфора таких диаметров
возможно только при совершенной
технологии производства.
Наиболее широко применяемый
для изоляции линий напряжением
6—10 кв изолятор типа ШС пока-
зан на рис. 10-1. Провод крепится
на верхней или боковой бороздке
/шейке) изолятора с помощью про-
волочной вязки или специальных
зажимов. Для установки на опоре
изолятор плотно навертывается на
металлический штырь или крюк
с помощью промазанной суриком
пакли. Чтобы крюк не поворачи-
вался в опоре при натяжении про-
вода, ему придается такая форма,
при которой ось провода и ось ввер-
тываемой в опору части крюка ле-
жат в одной плоскости. При этом
тяжение провода не создает вра-
щающего момента относительно оси
крюка.
Имеющее резьбу гнездо для
ввертывания штыря или крюка
-------D-----«4
Рис. 10-1. Штыревой изолятор
типа ШС на 6—10 кв.
Рис. 10-2. Изолятор типа ШД
на 35 кв.
углублено в тело изолятора на-
столько, что верхняя часть штыря
или крюка оказывается на уровне
шейки изолятора. Этим достигает-
ся уменьшение изгибающего момен-
та, создаваемого тяжением провода.
Прочность изолятора на пробой
(определяемая в масле) на 30—
40% выше сухоразрядного напря-
жения. Под дождем внешняя часть
изолятора оказывается сплошь смо-
ченной водой. Сухой остается лишь
нижняя часть изолятора, поэтому
почти все напряжение оказывается
приложенным между концом внеш-
него ребра и штырем. В результате,
несмотря на значительное увеличе-
ние диаметра изолятора по сравне-
нию с его высотой (£>//7=1,35),
мокроразрядное напряжение изоля-
тора почти вдвое меньше сухораз-
рядного (табл. 10-1).
Электрические и механические
характеристики разработанных ВЭИ
и Государственным институтом стек-
ла (ГИС) отожженных стеклянных
изоляторов типа ШС несколько луч-
ше, чем фарфоровых, приблизитель-
но при тех же геометрических раз-
мерах.
У штыревых изоляторов другого
типа (ШД) ребра располагаются
на боковой поверхности и предот-
вращают сплошное смачивание ее
дождем (рис. 10-2). Такие изолято-
ры имеют более высокое мокрораз-
рядное напряжение при сравни-
тельно небольшом диаметре изоля-
тора (D/H=\).
Изолятор типа ШД на напряже-
ние 35 кв в целях получения необ-
ходимой величины пробивного на-
пряжения и механической прочно-
сти склеивается на цементном рас-
8—314
114
Линейные изоляторы
[Гл. 10
творе из двух фарфоровых частей
(рис. 10-2).
Геометрические размеры, элек-
трические и механические характе-
ристики изоляторов типов ШС и
ШД приведены в табл. 10-1.
Изоляторы типа ШД имеют бо-
лее сложную форму, чем изоляторы
типа ШС, и менее удобны в изго-
товлении, так как требуют обточки.
Поэтому эти изоляторы применяют-
ся главным образом для изоляции
линий напряжением 20—35 кв.
10-2. ПОДВЕСНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
а) Изоляторы тарельчатого типа
Тарельчатые изоляторы являют-
ся основным типом подвесных изо-
ляторов, применяемых в нашей
стране. Основу изолятора состав-
ляет фарфоровое (или стеклянное)
тело — тарелка (рис. 10-3). Средняя
часть тарелки, выгнутая кверху, на-
Рис. 10-3. Подвесной изолятор с кониче-
ской головкой.
зывается головкой изолятора. На
головке изолятора крепится шапка,
сделанная из ковкого чугуна.
В гнездо, расположенное внутри го-
ловки изолятора, заделывается
стальной стержень. Армировка изо-
лятора, т. е. механическое соедине-
ние диэлектрика с металлической
арматурой (шапкой и стержнем),
Таблица I0-)
Характеристики линейных штыревых изоляторов
Тнп изолятора Размеры Гарантиро- ванная меха- Е-ническая прочность на изгиб. кГ Разрядные напряжения
Н, мм 2Z мм Лрн 50 гц, При импульсах+ 1,5/40 нксек. ^вмакс
Сухораз- рядное Мок ро- разрядное При 2 мксек 50%-ное
ШС-6 94 126 1 400 50 28 109 . 83
ШС-6 (стеклянные) 91 126 I 800 50 28 — —
ШД-6 108 100 1 300 52 30 108 75
ШС-10 НО 147 1 400 60 34 130 101
ШС-10 (стеклянные) 110 150 1 800 60 36 — —
ШД-10 125 112 1 900 62,5 38 117 90
ШД-20 190 185 3 500 68 64 170 132
ШД-35 270 250 6 000 129 95 270 179
§ Ю-2]
Подвесные изоляторы
115
производится при помощи связую-
щего материала, в качестве которо-
го применяется портланд-цемент
марки 400—500 с песком в соотно-
шении 1 :2.
Соединение изоляторов в гир-
лянду производится путем введения
утолщенной головки стержня в спе-
циальное ушко на шапке другого
изолятора и закрепления его шплин-
том.
Механическую нагрузку несет
в основном головка изолятора и
прежде всего ее боковые части.
Поэтому имеющиеся конструкции
подвесных изоляторов различаются
главным образом формой головки,
при выборе которой стремятся обес-
печить уменьшение скалывающих
усилий в теле фарфора.
Наибольшее распространение
в Советском Союзе получили изоля-
торы с конической головкой (рис.
10-3). Опорные поверхности такого
изолятора имеют конусообразную
форму. Поверхность головки снару-
жи и внутри гладкая глазурован-
ная. С такой поверхностью цемент
не схватывается, поэтому имеется
возможность взаимного перемеще-
ния цемента и фарфора.
При приложении к стержню и
к ушку шапки растягивающей на-
грузки цементное тело конической
формы, расположенное в гнезде го-
ловки изолятора, будет передви-
гаться вдоль оси изолятора и созда-
вать расклинивающее усилие в го-
ловке изолятора. С внешней сторо-
ны головка изолятора имеет также
коническую форму, поэтому фарфор
в боковых стенках головки будет
испытывать в основном напряжение
сжатия.
Цемент имеет больший коэффи-
циент температурного расширения,
чем фарфор, поэтому изменения
температуры также приводят к пе-
ремещениям цементного тела отно-
сительно гнезда изолятора. При
этом, если угол конусности головки
изолятора выбран недостаточно
большим, в фарфоре могут возник-
нуть значительные дополнительные
напряжения, опасные для изолято-
ра. В самом деле, если температура
после ее понижения начинает повы-
шаться, то при малом угле конусно-
сти цементное тело не может воз-
вратиться на прежнее место и со-
здаст дополнительное расклиниваю-
щее усилие. Опыт показывает, что
это явление не возникает, если угол
конусности (угол между осью изо-
лятора и образующей боковой стен-
ки его головки) не меньше 10—13°.
Стальной стержень изолятора на
наружном конце имеет утолщение,
служащее для сцепления с шапкой
другого изолятора. На другом кон-
це стержня, который заделывается
в гнездо изолятора, также имеется
утолщение, имеющее коническую
форму с углом конусности 45°. Дли-
на стержня берется минимальной,
но все же обеспечивающей свобод-
ную сборку изоляторов в гирлянду.
Шапка изолятора в своей верх-
ней части повторяет очертания го-
ловки изолятора, размеры ее обес-
печивают толщину цементного шва
в 2—3 мм. Нижняя часть шапки
изоляторов с конической головкой
имеет обратный конус или закраину
для того, чтобы шапка после арми-
рования ее цементом не могла пере-
мещаться.
Недостатком изоляторов с ко-
нической головкой является большой
угол конусности головки и, следова-
тельно, большие размеры шапки
изолятора, неблагоприятно сказы-
вающиеся на разрядных характери-
стиках гирлянд из этих изоляторов.
Этот недостаток отсутствует
у изоляторов другого типа, распро-
страненных у нас в значительно-
меньшей степени, у так называемых
изоляторов с цилиндрической голов-
кой. Головка этих изоляторов имеет
почти цилиндрическую форму (рис.
10-4). Небольшое увеличение диа-
метра головки книзу делается для
облегчения штамповки изоляторов.
Изоляторы этого типа армируются
при помощи портланд-цемента. Од-
нако, для того чтобы обеспечить
прочное соединение цемента с по-
верхностью фарфора, боковые по-
верхности головки изолятора по-
8*
116
Линейные изоляторы
[Гл. 10
Рис. 10-4. Подвесной изолятор с цилиндри-
ческой головкой.
крыты фарфоровой крошкой, кото-
рая при обжиге прочно спекается
с фарфором. В этом случае нагруз-
ка передается на фарфор только на
тех участках, где имеется фарфоро-
вая крошка. Там, где на поверхно-
сти фарфора нет крошки, цемент
легко скользит и на фарфор сколь-
ко-нибудь существенные усилия не
передаются. Для компенсации ме-
ханических напряжений, которые
могут возникнуть из-за неодинако-
вых температурных коэффициентов
расширения цемента и фарфора,
поверхности их покрываются биту-
мом. Для уменьшения механических
напряжений вблизи верхней части
стержня в торце стержня делается
выточка (рис. 10-4), благодаря че-
му край стержня становится эла-
стичным.
Если у изолятора с конической
головкой форма нижней части шап-
ки не имеет существенного значения,
то у изолятора с цилиндрической
головкой шапка в нижней своей ча-
сти должна иметь вполне опреде-
ленные очертания. Внутренняя опор-
ная поверхность шапки (закраина)
делается конусообразной с таким
же углом конусности, как и у опор-
ной поверхности стержня (30°).
Стержень и шапка армируются та-
ким образом, чтобы нормали, про-
веденные от краев опорной поверх-
ности стержня, совпадали с норма-
,-лями, проведенными от краев опор-
ной поверхности шапки. Покрытие
фарфоровой крошкой имеет одина-
ковую высоту как на внутренней
боковой поверхности головки, так и
на внешней, при этом края покры-
тий находятся в одной и той же го-
ризонтальной плоскости.
При соблюдении указанных усло-
вий изоляторы с цилиндрической
головкой имеют при тех же элек-
трических и механических характе-
ристиках меньшие размеры и вес,
чем изоляторы с конической голов-
кой. Однако, изоляторы с цилинд-
рической головкой имеют суще-
ственный недостаток, заключаю-
щийся в необходимости весьма
тщательного соблюдения технологи-
ческого процесса, в частности арми-
ровки стержня и шапки изолятора.
Размеры и очертание частей
фарфоровой тарелки, определяю-
щих электрические характеристики
изолятора, являются одинаковыми
как для изолятора с конической го-
ловкой, так и для изолятора с ци-
линдрической головкой.
К изолятору прежде всего предъ-
является требование, чтобы при
возможных повышениях напряже-
ния на изоляторе происходил бы
разряд по его поверхности и не мог
бы возникнуть пробой фарфора
в головке изолятора. Практикой
эксплуатации установлено, что для
этого соотношение между пробив-
ным напряжением и сухоразрядным
напряжением изолятора должно
быть не менее 1,5. Пробивная проч-
ность зависит от толщины фарфора
в головке изолятора. Кривая
рис. 10-5 показывает, что толщина
фарфора в головке должна быть не
больше 25—30 мм, чему соответ-
ствует минимальное пробивное на-
пряжение порядка 125 квдейСТВ. При-
менение фарфора большей толщины
нецелесообразно, так как пробивное
напряжение при этом увеличится
очень мало.
Размеры тарелки изолятора
обеспечивают сухоразрядное напря-
жение порядка 75 квдейств. Следует
отметить, что величина разрядного
напряжения отдельного изолятора
не оказывает решающего влияния
на разрядное напряжение гирлян-
ды. Последнее зависит от соотноше-
§ Ю-2]
Подвесные изоляторы
117
Рис. 10-5. Зависимость необходимой толщи-
ны фарфора в головке изолятора тарельча-
того типа от нормированного пробивного
напряжения (данные ВЭИ).
ний между разрядным расстоянием
изолятора в гирлянде и строитель-
ной высотой изолятора. Подробнее
вопрос определения этих размеров
будет рассмотрен в § 11-2, посвя-
щенном гирляндам изоляторов.
Верхняя гладкая поверхность
тарелки наклонена под углом 5—
10° к горизонтали для того, чтобы
обеспечить стекание воды. Край
тарелки изогнут вниз и образует
так называемую капельницу, не до-
пускающую возникновения непре-
рывного потока воды с верхней по-
верхности изолятора на нижнюю.
Нижняя поверхность тарелки сде-
лана ребристой, при этом увеличи-
вается длина пути утечки по этой
поверхности и увеличивается мокро-
разрядное напряжение изолятора.
Количество и форма ребер зави-
сят от метода обжига фарфоровых
изоляторов. Изолятор может ста-
виться для обжига на неглазуро-
ванную поверхность головки. В этом
случае вся нижняя поверхность та-
релки покрывается глазурью
(рис. 10-4). Для отжига изолятора
по другому методу среднее ребро де-
лается выступающим над остальны-
ми (рис. 10-3). Изолятор в обжиг
ставится головкой вверх и опирает-
ся на это ребро. Естественно, кром-
ка среднего ребра остается негла-
зурованной.
Увеличение размера среднего
ребра в этом случае приводит к со-
кращению числа ребер до трех
(вместо четырех). Однако это почти
не сказывается на электрических
характеристиках изолятора. Что же
касается его механической прочно-
сти, то она оказывается выше, так
как полностью глазурованная го-
ловка такого изолятора при обжиге
не деформируется.
Наряду с фарфором для изго-
товления изоляторов с конической
головкой в последнее время приме-
няется стекло. Конструкция стек-
лянного изолятора, включая форму
тарелки, совершенно аналогична
фарфоровому изолятору. .Стеклян-
ные закаленные изоляторы при
уменьшенных размерах и значи-
тельно сниженном весе выдержи-
вают гораздо большую электроме-
ханическую нагрузку, поэтому они
оказываются экономичнее фарфо-
ровых изоляторов.
Любое повреждение закаленного
стекла, в том числе и под шапкой
изолятора, приводит к тому, что та-
релка изолятора разлетается на
мелкие кусочки, однако механиче-
скую нагрузку изолятор по-прежне-
му продолжает держать. Это об-
стоятельство существенно упрощает
эксплуатацию линий электропере-
дачи, так как дефектные изоляторы
могут быть легко обнаружены без
всяких профилактических испыта-
ний.
Применение стекла в качестве
диэлектрика позволяет полностью
механизировать и автоматизировать
процесс производства изоляторов.
Для производства некоторых типов
изоляторов созданы автоматические
линии. Благодаря отмеченным пре-
имуществам стеклянные изоляторы
будут находить, по-видимому, все
более широкое применение.
В табл. 10-2 приводятся разме-
ры и основные электрические и ме-
ханические характеристики фарфо-
ровых изоляторов тарельчатого ти-
па, а также изоляторов из малоще-
лочного закаленного стекла, разра-
ботанных ВЭИ и ГИС.
118
Линейные изоляторы
[ Гл. 10
Таблица 10-2
Характеристики подвесных изоляторов тарельчатого типа
Тнп изо- лятора Размеры Вес» кг Часовая ис- пытательная нагрузка, Т Гарантиро- ванная элек- тромеханиче- ская проч- ность. Т Пробивная прочность, . ^действ Разрядные напряже- ния при 50 гц, квдейств
Н, мм D, мм
Сухораз- рядиое Мокро раз- рядное
П-4,5 170 270 6,4 4,5 7,0 но 75 40
ПС-4,5 120 255 4,0 4,5 9,0 135 75 40
П-8,5 204 320 12,3 8,5 11,0 125
ПС-8,5 160 270 5,5 8,5 15,0 135
П-11 215 350 14,2 11,0 14,5 125
ПС-11 170 270 6,9 11,0 18,0 135
ПС-16 190 320 9,0 16,0 25,0 150
ПС-4,5* 130 255 3,9 4,5 7,0 87 62 40
•Изоляторы из щелочного закаленного стекла, выпускаемые Львовским стеклозаводом.
б) Изоляторы стержневого типа
На рис. 10-6 изображен подвес-
ной изолятор стержневого типа. Он
представляет собой фарфоровый
стержень с ребрами, армированный
на концах двумя металлическими
шапками при помощи цементного
раствора. Для прочного соединения
шапок с фарфором концы стержня,
а также внутренние опорные по-
верхности шапок имеют коническую
форму.
Диаметр фарфорового стержня
изолятора выбирается в зависимо-
Рис. 10-6. Стержневой
подвесной изолятор на
НО кв.
сти от требующейся механической
прочности, исходя из прочности
фарфора на растяжение, равной
при таких толщинах 130—140 кГ/см2
(следует отметить, что японские
фирмы, использующие другой со-
став сырья и несколько отличаю-
щуюся от нашей технологию произ-
водства, выпускают стержневые изо-
ляторы, весьма высокой механиче-
ской прочности; расчетные напря-
жения на растяжение у японских
изоляторов составляют 230—250
кГ/см2).
Применение стержневых изоля-
торов дает значительную экономию
металла по сравнению с изолятора-
ми тарельчатого типа, а также зна-
чительно меньший вес гирлянды.
Так, например, вес гирлянды на
НО кв из семи изоляторов типа
П-4,5 равен 48 кг, а стержневой
изолятор на 110 кв при приблизи-
тельно одинаковых механической
прочности и разрядном напряжении
весит 23 кг. Вес металлической
арматуры в гирлянде изоляторов
типа П-4,5 составляет 15 кг,
а у стержневого изолятора армату-
ра весит 3,5 кг.
Существенным недостатком изо-
ляторов стержневого типа является
возможность их полного разруше-
ния электрической дугой или при
внешних механических ударах. Изо-
ляторы тарельчатого типа в таких
случаях, как правило, полностью не
§ 11-1]
Общие сведения
119
Таблица 10-3
Характеристики подвесных изоляторов стержневого типа
Тип изолятора Размеры Гарантиро- ванная меха- ническая прочность, Т Разрядные напряжения при 50 гц, действ
Н, мм Диаметр стержня, мм Диаметр юбок» мм Сухоразряд- ное Мокроразряд- ное
СТ-110 Японские: 1 270 75 150 6 420 300
СА-45022 525 60 120 7 150 120
СА-45024 1 270 75 150 11 400 340
СА-45025 1 305 85 160 13 400 340
6А-15429 1 050 125 215 30 310 245
разрушаются. Даже при образова-
нии трещин в головке такие изоля-
торы не разваливаются и могут дли-
тельно выдерживать механическую
нагрузку, будучи электрически по-
врежденными.
Основные электрические и меха-
нические характеристики и размеры
стержневого изолятора отечествен-
ного производства, а также изоля-
торов одной из японских фирм при-
ведены в табл. 10-3.
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
11-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Провода воздушных линий элек-
тропередачи изолируются друг от
друга и от земли воздушными про-
межутками. Для этого с помощью
изоляторов они подвешиваются на
опорах так, чтобы между ними,
а также между ними и землей со-
блюдались определенные расстоя-
ния по воздуху.
Атмосферные и внутренние пере-
напряжения, воздействующие на
изоляцию воздушной линии элек-
тропередачи, создают опасность на-
рушения ее электрической прочно-
сти в одном из пролетов или на опо-
рах и тем самым аварийного отклю-
чения линии. Нарушение изоляции
в пролете может произойти в ре-
зультате пробоя воздушного проме-
жутка между проводами разных
фаз или проводом и заземленным
тросом. Около опор провода наибо-
лее близко подходят к металличе-
ским заземленным конструкциям
или деревянным элементам, по по-
верхности которых разряд разви-
вается легче, чем в воздухе. На
рис. 11-1 в качестве примера пока-
заны наиболее распространенные
конструкции промежуточных опор
линий НО кв и отмечены пути, по
которым принципиально могут про-
исходить разряды, нарушающие
изоляцию. На металлических и же-
лезобетонных спорах (рис. 11-1,а и
б) могут иметь место только нару-
шения изоляции относительно зем-
ли: либо при перекрытии гирлянд
изоляторов по пути т — k, либо
из-за пробоя воздушного промежут-
ка между проводом и заземленной
конструкцией по пути т — т, а при
отклонении гирлянды под действием
ветра — по пути п— п. На деревян-
ной опоре без тросов (рис. 11-1,в)
могут происходить нарушения изо-
ляции как между проводами раз-
ных фаз, так и относительно земли.
Первый случай будет иметь место
при перекрытии двух гирлянд изо-
ляторов и участка траверсы k — k;
второй случай — при пробое воз-
душного промежутка п — пи пере-
крытии участка п — s стойки опоры.
Для того чтобы атмосферные и
120
Изоляция воздушных линий элем ропередачи
[Гл. 11
б)
б)
а)
Рис. 11-1. Возможные пути перекрытия изоляции на про-
межуточных опорах линии 110 кв.
а — металлическая опора; б — железобетонная опора; в — деревян-
ная опора линии без тросов.
внутренние перенапряжения не на-
рушали работу электропередачи.
она должна иметь такую изоляцию,
электрическая прочность которой
превышала бы амплитуду большин-
ства перенапряжений. Однако сни-
жение числа аварийных отключений
до приемлемого уровня только за
счет создания высокопрочной изо-
ляции оказывается экономически
нецелесообразным, поскольку свя-
зано с необходимостью чрезмерного
увеличения воздушных промежут-
ков и числа изоляторов в гирлян-
дах. Это в свою очередь требует
увеличения размеров опор и, следо-
вательно, стоимости сооружения ли-
нии. По этой причине на воздуш-
ных линиях электропередачи преду-
сматриваются специальные меро-
приятия, обеспечивающие надеж-
ную работу при относительно невы-
соком, вернее экономически целесо-
образном уровне изоляции. К этим
мероприятиям относятся устройства
грозозащиты, ограничивающие чис-
ло и величину атмосферных пере-
напряжений, а также устройства,
способные ликвидировать появив-
шееся повреждение без нарушения
снабжения потребителей (дугогася-
щие аппараты, АПВ и др.). При
этом к изоляции воздушных линий
электропередачи предъявляются
следующие требования:
1. Изоляция должна выдержи-
вать подавляющее большинство
внутренних перенапря-
жений, возникающих в
линии электропереда-
чи. Исключение со-
ставляют некоторые ви-
ды перенапряжений с
наиболее высокой ам-
плитудой, вероятность
появления которых
чрезвычайно мала. Учет
их привел бы к не-
оправданному увели-
чению стоимости ли-
нии. В силу этого при
выборе изоляции ори-
ентируются на так на-
зываемый расчетный
уровень внутренних пе-
ренапряжений, устанавливаемый
несколько ниже максимально воз-
можного.
2. Импульсная прочность изоля-
ции должна быть достаточной для
создания эффективной и эконо-
мически оправданной грозозащиты.
Значимость этих требований для
линий разного номинального напря-
жения неодинакова, однако в на-
стоящее время во всех случаях вы-
бирают изоляцию по внутренним
перенапряжениям. При этом для
линий НО кв и выше импульс-
ная прочность изоляции оказывает-
ся вполне достаточной, чтобы
с помощью относительно простых
средств грозозащиты обеспечить
высокую грозоупорность линий. При
напряжении 35 кв импульсная проч-
ность изоляции, выбранной по вну-
тренним перенапряжениям, недоста-
точна для обеспечения малого числа
грозовых отключений. Для устра-
нения этого недостатка предпочи-
тают применять дугогасящие аппа-
§ П-2]
Гирлянды из подвесных изоляторов
121
раты, ликвидирующие перекрытия
изоляции без отключения линии, но
не увеличивать изоляцию.
11-2. ГИРЛЯНДЫ
ИЗ ПОДВЕСНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Как уже отмечалось в гл. 10,
крепление проводов к опорам на
всех линиях с напряжением НО кв
и выше, а также на большинстве
линий 35 кв выполняется с помощью
подвесных изоляторов, собираемых
в гирлянды. На промежуточных
опорах гирлянды, называемые под-
держивающими, подвешиваются
вертикально. На анкерных опорах
гирлянды располагаются почти го-
ризонтально и воспринимают тяже-
ние провода; они называются на-
тяжными. Механическая прочность
гирлянд, очевидно, определяется
прочностью составляющих ее изоля-
торов. Поэтому их набирают из изо-
ляторов того типа, которые способ-
ны выдерживать наибольшие на-
грузки. При особо больших нагруз-
ках, когда прочность изоляторов
оказывается недостаточной (длин-
ные пролеты при переходах через
широкие реки, районы с сильным
гололедом и т, д.), применяют гир-
лянды, состоящие из двух или бо-
лее параллельно соединяемых оди-
ночных гирлянд.
Электрическая прочность гир-
лянды не может быть достаточно
точно оценена по разрядному на-
пряжению отдельного изолятора и
числу таких изоляторов в гирлянде.
Это объясняется тем, что разрядное
расстояние, т. е. наикратчайший
путь по воздуху между электрода-
ми, для одиночного изолятора Гр
(рис. 11-2) отличается от разрядно-
го расстояния изолятора /р, находя-
щегося в гирлянде. Иначе говоря,
пути разряда для одиночного изо-
лятора и для изолятора в гирлянде
разные.
Разряд по гирлянде изоляторов
может развиваться по одному из
трех путей: а) целиком вдоль по-
верхности изоляторов по пути СВА
или СВАЪ т. е. так же, как по
одиночному изолятору; б) по пу-
Рис. 11-2. Основные раз-
меры гирлянды подвес-
ных изоляторов.
—разрядное расстояние
одиночного ' изолятора; —
разрядное расстояние изоля-
тора в гирлянде; L — разряд-
ное расстояние гирлянды;
D—диаметр тарелки; Н—
строительная высота изоля-
тора; h~nH—длина гир-
лянды.
ти CBD, длина которого равна
n/р (где п — число изоляторов в гир-
лянде); в) по наикратчайшему пу-
ти EF, длина которого при большом
числе изоляторов приблизительно
равна длине гирлянды Ь = пН. Раз-
рядное напряжение гирлянды зави-
сит от того, по которому из этих
путей развивается разряд.
Электрическая прочность по пу-
ти EF практически равна прочности
воздушного промежутка между
электродами стержень — стержень
длиной L, так как разряд разви-
вается почти полностью по воздуху.
Средние разрядные градиенты
при развитии разряда частично или
полностью по поверхности изолято-
ров ниже, чем при разряде в воз-
духе, поэтому при обычных разме-
рах изоляторов разрядное напря-
жение по пути CBD оказывается
ниже, чем по пути EF, несмотря на
то, что L<nlv. Поэтому для увели-
чения разрядного напряжения гир-
лянды стремятся повышать отноше-
ние 1Р!Н, приближая электрическую
122
Изоляция воздушных линий электропередачи
[ Гл. 11
Рис. 11-3. Влияние отношения 1Р/Н на средние раз-
рядные градиенты гирлянд из 6—14 изоляторов та-
рельчатого типа (данные ВЭИ).
I — Ecf — средние сухоразрядные градиенты; 2—FMp—сред-
ние мокроразрядные градиенты; 3—£имп—средние разряд-
ные градиенты при полной волне положительной полярности;
4—£имп— средние разрядные градиенты при полной волне
отрицательной полярности.
прочность по пути CBD к прочности
по пути EF. Опыт показывает, что
при отношении 1Р/Н, равном 1,3, раз-
ряд развивается по пути EF, а су-
хоразрядные градиенты достигают
максимально возможных величии,
равных средним разрядным гради-
ентам воздушного промежутка стер-
жень— стержень. Увеличение отно-
шения lv/H свыше 1,3 оказывается
нецелесообразным.
Для повышения 1Р/Н увеличи-
вают диаметр тарелки или сокра-
щают строительную высоту изоля-
тора, уменьшая размеры шапок и
длину стержня. Первый путь менее
целесообразен, так как приводит
к увеличению размеров и веса изо-
лятора.
Повышение механической проч-
ности изоляторов неизбежно вызы-
вает увеличение размеров головки.
Поэтому приходится одновременно
увеличивать и диаметр тарелки,
чтобы сохранить оптимальное отно-
шение /р/Д.
В условиях дождя напряжение
почти полностью ложится на ниж-
ние мало смоченные поверхности
изоляторов, поэтому увеличение
lv/H приводит также и к повыше-
нию мокроразрядного напряжения
гирлянды.
Рис. 11-4. Схема
замещения гир-
лянды изоляторов.
На рис. .11-3 приведены
в зависимости от lvIH сред-
ние разрядные градиенты гирлянд
из 6-14 изоляторов при переменном
напряжении и импульсах.
На путь разряда, а следователь-
но, и величину разрядного напря-
жения гирлянды оказывает влияние
также и так называемая защитная
арматура, используемая для вырав-
нивания распределения напряжения
по изоляторам. Дело в том, что
в гирлянде изоляторы находятся
в разных условиях, поскольку на-
пряжение между ними распределя-
ется неравномерно. Для выяснения
причин такой неравномерности об-
ратимся к схеме замещения гир-
лянды, представленной на рис. 11-4.
На этой схеме: С — собственная ем-
кость изолятора, составляющая для
изоляторов тарельчатого типа 50—
70 мкмкф-, Ci — емкость изолятора
по отношению к земле; С2— ем-
кость изолятора по отношению
к проводу. Величина емкостей Q и
С2 зависит от положения изолятора
в гирлянде, в среднем Ci=4—
5 мкмкф, С2=0,5—1 мкмкф.
Наличие емкостей С] и С2 и
обусловливает неравномерное рас-
пределение напряжения по элемен-
там гирлянды. Рассмотрим вначале
влияние только емкостей на землю
Ci. Очевидно, вследствие ответвле-
§ 11-2]
Гирлянды из подвесных изоляторов
123
ния тока в эти емкости токи, прохо-
дящие через собственные емкости
изоляторов, а следовательно, и па-
дения напряжения на изоляторах
будут тем меньше, чем дальше от
провода находится изолятор. Если
теперь рассмотреть влияние только
емкостей по отношению к проводу,
то картина изменится: токи через
емкости С и соответственно падения
напряжения будут меньше на тех
изоляторах, которые находятся
дальше от заземленного конца гир-
лянды. Емкости на землю имеют
значительно большую величину, чем
емкости по отношению к проводу,
поэтому они оказывают преоблада-
ющее влияние на характер распре-
деления напряжения по изоляторам
гирлянды. Наибольшее напряжение
ложится на изоляторы, расположен-
ные около провода, наименьшее-—
на изоляторы, находящиеся в сере-
дине гирлянды, и несколько повы-
шенное напряжение приходится на
изоляторы, расположенные у зазем-
ленного конца гирлянды. Степень
неравномерности распределения на-
пряжения возрастает с увеличением
длины гирлянды, поскольку при
этом увеличивается суммарная ем-
кость гирлянды по отношению
к земле.
Эти рассуждения относятся
к гирляндам, изоляторы которых
имеют сухие и чистые поверхности.
При смачивании изоляторов вовре-
мя дождя, а также при загрязне-
нии поверхности проводящими осад-
ками распределение напряжения
определяется главным образом про-
водимостями и чаще всего имеет бо-
лее равномерный характер.
Неравномерное распределение
напряжения по изоляторам гирлян-
ды приводит к тому, что на бли-
жайших к проводу изоляторах уже
при рабочем напряжении может
возникать корона, создающая ин-
тенсивные радиопомехи и вызываю-
щая коррозию металлических ча-
стей. Корона на изоляторе появля-
ется при напряжении на нем поряд-
ка 20—25 кв. Из-за неравномерно-
сти распределения на первый от
провода изолятор независимо от ко-
личества элементов в гирлянде при-
ходится всегда около 20% полного
напряжения. Это означает, что при
номинальных напряжениях 150 кв
и выше на ближайшие к проводу
изоляторы будут ложиться напря-
жения, достаточные для появления
короны. В этих случаях необходимо
принимать меры по выравниванию
распределения напряжения вдоль
гирлянды. Такой мерой и является
защитная арматура: металлические
кольца, восьмерки или овалы, укреп-
ляемые на конце гирлянды со сто-
роны провода.
Арматура увеличивает емкость
изоляторов по отношению к прово-
ду, благодаря чему падение напря-
жения на ближних к проводу изо-
ляторах уменьшается. На рис. 11-5
приведены кривые распределения
напряжения по гирлянде без арма-
туры и с арматурой в виде кольца
и в виде восьмерки. Выравниваю-
щее действие восьмерочной армату-
ры при вдвое меньшем размере в на-
правлении, перпендикулярном про-
воду, лишь немногим меньше, чем
при кольцевой арматуре. Вместе
с тем применение арматуры в виде
восьмерки позволяет сократить
междуфазовые расстояния и разме-
ры опор.
Более благоприятные условия
имеют место при расщеплении фаз
на несколько проводов, поскольку
в этом случае емкость изоляторов
относительно проводов значительно
больше. Провода расщепленной фа-
зы сами как бы выполняют роль за-
щитной арматуры, поэтому кон-
струкция последней здесь может
быть упрощена.
До недавнего времени на защит-
ную арматуру, кроме выравнивания
напряжения, возлагалась защита
изоляторов от разрушения при пере-
крытии гирлянды. Если гирлянда не
снабжена арматурой, то канал раз-
ряда плотнее прилегает к поверх-
ности изоляторов, а возникающая
вслед за разрядом дуга рабочего
напряжения при длительном горе-
нии сильно разогревает изолятор
124
Изоляция воздушных линии электропередачи
[Гл 11
Рис. 11-5. Распределение напряжения по гирлянде из 10 изоля-
торов типа П 4,5 при разных типах арматуры со стороны провода.
/ — кольцо; 2 — восьмерка; 5 — рога; 4 — без арматуры.
в месте касания. Неравномерный
нагрев изолятора приводит к его
разрушению. Установка в этом слу-
чае металлических рогов со сторо-
ны заземленного конца гирлянды
вместе с защитной арматурой,
укрепленной со стороны провода,
способствовала тому, что дуга ра-
бочего напряжения горела на без-
опасном расстоянии от гирлянды
(рис. 1 1 6).
Рис. 11-6. Фотография дуги у гирлянды при
наличии защитной арматуры.
Однако применение быстродей-
ствующего отключения линий со-
кратило время горения дуги до со-
тых долей секунды и неизмеримо
уменьшило вероятность поврежде-
ния изоляторов дугой. Это позволи-
ло отказаться от применения арма-
туры на линиях НО кв и ниже, где
она не нужна для выравнивания
распределения напряжения по гир-
лянде.
Распределение напряжения вдоль
стержневых изоляторов имеет та-
кой же характер, как и вдоль гир-
лянд, составленных из изоляторов
тарельчатого типа. Здесь также на-
блюдаются повышенные градиенты
на элементах изоляторов, прилегаю-
щих к проводу. Выравнивание рас-
пределения напряжения по стерж-
невым изоляторам производится
с помощью аналогичной арматуры.
Ранее полагали, что неравно-
мерное распределение напряжения
вдоль гирлянды облегчает условия
для перекрытия ближайших к про-
воду, наиболее нагруженных изоля-
торов и тем самым снижает сухо-
разрядное напряжение. Однако
позже было установлено, что пред-
разрядная ионизация воздуха у по-
§ 11-2]
Гирлянды из подвесных изоляторов
125
верхности изоляторов вызывает
резкое изменение распределения на-
пряжения, делая его более равно-
мерным. Поэтому защитная арма-
тура мало способствует увеличению
сухоразрядного напряжения.
Величина сухоразрядного напря-
жения гирлянд не зависит от типа
изоляторов и определяется для гир-
лянд с арматурой минимальным
расстоянием в свету между армату-
рой и шапкой верхнего изолятора.
Сухоразрядные напряжения гир-
лянд с арматурой приведены на
рис. 11-7. Для гирлянд без армату-
ры сухоразрядные напряжения на
10% ниже.
На рис. 11-8 даны мокроразряд-
ные напряжения гирлянд из изоля-
торов различных типов. Как видно,
мокроразрядное напряжение гир-
лянды (7ыр практически линейно за-
висит от числа изоляторов п и мо-
жет быть представлено в виде:
17мр = п£мрЯ, (11-1)
где ЕЫр — средняя мокроразрядная
напряженность, для изо-
ляторов типа П-4,5; П-7
и П-8,5 она равна 2,15
кв!см, для ПМ-4,5 2,70
кв1см.\
Рис. 11-7. Сухоразрядные напряжения гир-
лянд изоляторов с арматурой (данные
НИИПТ).
s — минимальное расстояние в свету между арма-
турой и траверсой опоры- Для гирлянд без арма-
туры U на 10% меньше
Н — строительная длина одно-
го изолятора (см табл.
10-2).
Таблица 11-1
Импульсные разрядные напряжения
гирлянд изоляторов (данные НИИПТ)
га О m п: О 6 к Импульсные разрядные напряжения, кв_,а„_
50%-ное при 3 мксек
R О о « Ф . к
а 2 А ГЗ О. .п К 2 i-л «я га .
5, ч я Л К н О Л К f-
у р- О.Г о Ч о
Н Ф О о н ф о о
8- = 4- П К О f- С Ш
6 570 570 790 780
7 665 645 905 880
П-4,5 10 930 860 1 250 1 160
12 1 000 1 000 1 450 1 340
14 1 270 1 140 1 630 1 490
18 1 600 1 400 1 940 1 750
6 510 560 660 630
7 595 645 770 735
10 850 870 1 100 1 040
П-7 12 1 020 1 000 1 320 1 235
14 1 190 1 130 1 54q 1 425
18 1 500 1 370 1 980 1 795
20 1 640 1 485 2 200 1 980
6 610 660 800 780
7 710 745 930 885
П-8,5 10 1 000 1 000 1 300 1 170
12 1 200 1 130 1 540 1 320
14 1 400 1 230 1 770 1 460
18 1 750 1 400 2 230 1 720
6 510 525 690 690
7 600 600 800 785
10 870 830 1 130 1 050
ПМ-4,5 12 1040 980 1 340 1 200
14 1 210 1 120 1 550 1 350
18 1 530 1 390 1 970 1 670
20 1 690 1 520 2 170 1 820
22 1 850 1 650 2 370 1 960
6 480 490 510 580
7 555 560 635 665
10 770 750 940 900
ПС-4,5* 12 900 865 1 110 1 040
14 1 030 980 1 260 1 170
18 1 290 1 200 1 550 1 420
20 1 420 1 310 1 680 1 540
22 1 550 1 410 1 810 1 660
6 480 500 650 640
7 565 570 760 730
ПС-8,5* 10 820 780 1 060 990
12 990 920 1 260 1 140
14 1 150 1 050 1 430 1 280
18 1 470 1 300 1 740 1 530
* Из щелочного закаленного стекла.
126
Изоляция воздушных линий электропередачи
[ Гл. 11
Рис. 11-8. Мокроразрядные напряжения гирлянд изо-
ляторов (данные НИИПТ).
Импульсные разрядные напря-
жения гирлянд приведены в табл.
11-1.
11-3. ВЫБОР ЧИСЛА ИЗОЛЯТОРОВ
В ГИРЛЯНДАХ И МИНИМАЛЬНЫХ
ИЗОЛЯЦИОННЫХ РАССТОЯНИЙ
Число изоляторов в гирлянде п
должно быть таким, чтобы мокро-
разрядное напряжение гирлянды
С7мр превышало расчетный уровень
внутренних перенапряжений, т. е.
^мр
Воспользовавшись формулой
(11-1), выражающей зависимость
мокроразрядного напряжения гир-
лянды U^p от числа изоляторов, по-
лучим:
n^k-E^H- <П-2>
Коэффициент k учитывает воз-
можность того, что в момент воз-
никновения внутреннего перенапря-
жения э. д. с. источников системы
могут иметь повышенные значения.
Для регулирования напряжения на
шинах удаленных потребителей во
время перегрузки в сетях с номи-
нальным напряжением 330 кв и ни-
же допускается длительное повы-
шение напряжения на 15% сверх
номинального. В силу этого ампли-
туда внутреннего перенапряжения
может быть соответственно на 15%
выше той, которая вычислена по
номинальному фазовому напряже-
нию.
Далее с помощью коэф-
фициента k учитывается
возможное снижение раз-
рядных напряжений при не-
благоприятных сочетаниях
температуры, давления и
влажности воздуха.
На рис. 11-9 представле-
ны усредненные кривые ве-
роятности снижения элек-
трической прочности воз-
душных промежутков и мо-
кроразрядных напряжений
изоляторов, построенные по
результатам большого чис-
ла одновременных реги-
страций температуры, давления и
влажности воздуха, проводившихся
в течение ряда лет в нескольких
пунктах, расположенных на терри-
тории СССР. При построении этих
кривых влияние метеорологических
условий на разрядные напряжения
определялось по (9-1) —для воз-
душных промежутков и по (9-2) —
для гирлянд изоляторов (мокрораз-
рядное напряжение). Из кривых
рис. 11-9 видно, что в местностях,
лежащих на высоте до 1 000 м над
уровнем моря, необходимо считать-
ся с возможностью снижения элек-
трической прочности воздушных
промежутков примерно на 20%,
а мокроразрядных напряжений гир-
лянд изоляторов — на 7%.
Кроме этого, при выборе числа
изоляторов учитывают отличие ре-
альных условий эксплуатации от
тех условий, в которых проводят
измерение мокроразрядных напря-
жений [7мр. Дело в том, что для
измерения 6/мр нормированы более
тяжелые условия (сила дождя
3 мм/мин, сопротивление дождевой
воды 10 000 ом-см, плавный подъ-
ем напряжения), чем те, которые
реально могут возникать при рабо-
те линии (сила дождя обычно не
более 2 мм/мин, сопротивление дож-
девой воды 20 000 ом см, время
воздействия перенапряжения поряд-
ка 0,05 сек). В силу этого в усло-
виях эксплуатации 67мр будет при-
мерно на 20% больше измеренного
в лаборатории. Коэффициент k
§ 1'1-3 ]
Выбор числа изоляторов в гирляндах
127
а)
чина k получается здесь пе-
ремножением всех попра-
вочных коэффициентов, учи-
тывающих влияние отдель-
ных факторов.
Таким образом, условие
для выбора числа изолято-
ров в гирлянде принимает
вид:
Рис. 11 -9. Усредненные кривые распределения ве-
роятности снижения разрядного напряжения в возду-
хе (а) и мокроразрядиого напряжения изолято-
ров (7Ыр (6) для разных высот над уровнем моря
(по данным ВНИИЭ).
1,1С7ВН
ENVH '
(11-3)
Обычно к числу изолято-
ров, найденному по (11-3),
прибавляют еще один, пред-
полагая, что в эксплуатации
один из изоляторов может
быть поврежден.
Пример определения чис-
ла изоляторов в поддержи-
вающих гирляндах воздуш-
ных линий электропередачи
напряжением 35—330 кв
включает также некоторый запас
порядка 10%, необходимый для то-
приведен в табл. 11-3.
В натяжных гирляндах на анкер-
ных и угловых опорах число изо-
го, чтобы перейти от разрядных на-
пряжений к выдерживаемым и по-
крыть неподдающиеся учету обстоя-
тельства.
Для наглядности все сказанное
выше о коэффициенте k представле-
но в виде сводной табл. 11-2. Вели-
ляторов обычно увеличивают еше
на один для линий напряжением
35—150 кв и на два — для линий
напряжением 220 кв и более. Де-
лается это для увеличения запаса
в связи с тем, что в натяжных гир-
ляндах изоляторы работают при
значительно больших механических
Таблица 11-2
Факторы, учитывающие при выборе
числа изоляторов в гирлянде по (11-2)
с помощью коэффициента k
Влияющий фактор Поправоч- ный коэф- фициент
Повышение фазового напряже-
ния сверх номинального . .
Неблагоприятное изменение
атмосферных условий . . .
Отличие условий эксплуата-
ции от условий измерения:
а) сила дождя..........
б) сопротивление дожде-
вой воды................
в) время воздействия на-
пряжения ......
Запас для перехода от раз-
рядного напряжения к вы-
держиваемому ..............
1,15
1,07
0,95
0,90
0,95
1,10
Коэффициент k в формуле (11-2) 1.1
нагрузках.
Опыт эксплуатации показывает,
что гирлянды с числом изоляторов
по табл. 11-3 имеют достаточную
электрическую прочность и обеспе-
чивают надежную работу воздуш-
ных линий. При таких гирляндах
длительное воздействие рабочего
напряжения на изоляторы не вызы-
вает сколько-нибудь заметного
ухудшения их изоляционных харак-
теристик, хотя после нескольких лет
эксплуатации отмечаются некото-
рые признаки старения изоляторов
(рост tgfi). При указанном числе
изоляторов в гирляндах токи утеч-
ки (при отсутствии полупроводя-
щих загрязнений) получаются не-
большими и, следовательно, в слу-
чае деревянных опор не возникает
опасность их возгорания.
128
Изоляция воздушных линий электропередачи
[Гл. 11
Таблица 11-3
Число изоляторов в поддерживающих гирляндах
Номинальное напряжение, кв 35 11U 150 220 330
Расчетное значение внутренних Кратность фазовому перенапряжений, кв 77 3,8 204 3,2 260 3,0 381 3,0 510 2,7
Количество изоляторов в гир- По (11-3) П-4,5 2,3 6,1 7,8 11,5 15,3
л ян де П-7 — 5,6 7,2 10,6 14,1
Рекомен- П-4,5 3 7 9 13 16
дуется ПУЭ П-7 — 7 9 12 15
В рассмотренной нами методике
выбора числа изоляторов совершен-
но не учитывалась возможность сни-
жения разрядного напряжения при
загрязнении поверхности изолято-
ров. Загрязнение поверхности изо-
ляторов обычной пылью не приво-
дит к заметному снижению сухораз-
рядного напряжения. Во всяком
случае оно остается значительно
выше мокроразрядного, по которо-
му и ведется определение числа
изоляторов в гирлянде. В свою оче-
редь мокроразрядное напряжение
практически не меняется при за-
грязнении, так как уже в самом на-
чале дождя пыль смывается и раз-
ряд затем происходит по чистой
поверхности. Существенное сниже-
ние электрической прочности про-
исходит лишь при загрязнении изо-
ляторов полупроводящими осадка-
ми. Такие загрязнения изоляторов
обычно имеют место на линиях,
проходящих в промышленных райо-
нах вблизи от химических и метал-
лургических предприятий, на мор-
ских побережьях и в местностях
с солончаковыми почвами. Создание
надежной изоляции в этих случаях
представляет весьма трудную зада-
чу. Характер и интенсивность за-
грязнений, а следовательно, и их
влияние на поведение изоляции
очень разнообразны. Поэтому общих
рекомендаций по выбору изолято-
ров для воздушных линий, проходя-
щих в районах с загрязненной
атмосферой, установить нельзя.
Можно лишь указать, что надежная
работа таких линий обычно обеспе-
чивается одним из следующих ме-
роприятий:
а) применением в гирляндах
специальных изоляторов, имеющих
очень развитую поверхность и, сле-
довательно, большую длину утечки
(см. гл. 14);
б) применением гирлянд с боль-
шим числом изоляторов нормально-
го исполнения;
в) проведением периодической
чистки поверхности изоляторов.
Конкретный выбор мероприятий
определяется в зависимости от мест-
ных условий, однако в любом слу-
чае сооружение и эксплуатация ли-
ний, проходящих в районах с силь-
но загрязненной атмосферой, обхо-
дится значительно дороже.
Помимо выбора числа изолято-
ров, необходимо определять и раз-
меры минимальных допустимых
воздушных промежутков между
проводами и заземленными кон-
струкциями. Очевидно, эти проме-
жутки должны иметь электриче-
скую прочность, по крайней мере не
меньшую, чем изоляторы. Если воз-
душная линия проходит в местности
с очень низкой грозовой актив-
ностью и редко подвергается атмо-
сферным перенапряжениям, то
импульсная прочность ее изоляции
не имеет значения. В таких случаях
минимально допустимые изоляцион-
ные расстояния выбирают так, что-
бы их электрическая прочность не
была ниже мокроразрядных напря-
жений гирлянд изоляторов или,
§ 11-3]
Выбор числа изоляторов в гирляндах
129
Таблица 11-4
Минимальные изоляционные расстояния, выбранные по уровню внутренних
перенапряжений
Номинальное напряжение, кв 35 НО 150 220 ззо
Число изоляторов П-4,5 в гирлянде 3 7 9 13 16
Мокроразрядное напряжение гирлянды изоляторов П-4,5 кв • . но 256 330 475 585
Воздушный промежуток, эквивалентный по прочности гирлянде изоляторов (по рис. 6-9), см ...... 27 72 93 135 175
Минимальное допустимое расстояние по ПУЭ, см . . 30 80 105 170 220
другими словами, по уровню вну-
тренних перенапряжений. Ориенти-
ровочно эти расстояния можно оце-
нить, пользуясь приведенной на
рис. 6-9 зависимостью разрядного
напряжения от расстояния между
электродами для воздушного проме-
жутка стержень — плоскость. При-
меры приведены в табл. 11-4.
Из табл. 11-4 видно, что мини-
мальные изоляционные расстояния,
допускаемые ПУЭ, несколько уве-
личены (примерно на 10—15%) по
сравнению с расстояниями, имею-
щими разрядные напряжения, рав-
ные мокроразрядным напряжениям
гирлянд изоляторов. Необходимость
такого увеличения изоляционных
промежутков вызывается тем, что
их электрическая прочность при не-
благоприятных атмосферных усло-
виях может снижаться сильнее (на
10—15%), чем мокроразрядные на-
пряжения гирлянд (рис. 11-9).
На линиях электропередачи,
подверженных атмосферным пере-
напряжениям, воздушные проме-
жутки должны иметь и импульс-
ную прочность не меньшую, чем
прочность изоляторов. Данные об
импульсных разрядных напряже-
ниях гирлянд с различным чис-
лом изоляторов были приведены
в табл. 11-1. Пользуясь этими дан-
ными и зависимостью импульсного
(50%) разрядного напряжения от
расстояния между электродами
для воздушного промежутка стер-
жень— плоскость (рис. 6-10), мож-
но установить минимальные разме-
ры воздушных изоляционных рас-
стояний (табл. 11-5).
Таблица 11-5
Минимальные изоляционные расстояния, эквивалентные по импульсной
прочности гирлянде изоляторов
Номинальное напряжение, кь 35 100 г>о 220 330
Число изоляторов П-4,5 в гирлянде 3 7 9 13 16
Импульсное 50э/о-ное разрядное напряжение гирлянды изоляторов, кь 380 660 840 1 140 1 440
Воздушный промежуток, эквивалентный по импульс- ной прочности гирлянде изоляторов, см — 90 130 180 230
Минимальное допустимое расстояние по ПУЭ, см . . . 45 115 150 210 25 5
9—314
130
Изоляция воздушных линий электропередачи
(Гл. 11
11-4. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ
ИЗОЛЯЦИОННЫХ СВОЙСТВ
ДРЕВЕСИНЫ
Существенное увеличение им-
пульсной прочности изоляции
дает использование изоляционных
свойств деревянных опор. Хорошо
высушенная древесина ведет себя
как диэлектрик, обладающий отно-
сительно высокой электрической
прочностью. Однако вследствие по-
ристости и высокой гигроско-
пичности она всегда содержит
значительное количество влаги
(15—40%)- Увлажненность древе-
сины сильно зависит от атмосфер-
ных условий и может изменяться
в значительных пределах. При этом
в широком диапазоне изменяется и
ее электрическое сопротивление. По-
ведение деревянных конструкций
зависит не только от их электриче-
ского сопротивления, но и от вида
воздействующего напряжения. При
напряжении промышленной часто-
ты или внутренних перенапряже-
ниях деревянные конструкции чаще
всего следует рассматривать как
сопротивление, а не как изоляцию.
По отношению к импульсным на-
пряжениям древесина ведет себя
иначе. Даже в увлажненном состоя-
нии она может перекрываться
импульсными напряжениями, т. е.
вести себя как изолятор.
В реальных конструкциях дере-
вянные элементы (траверсы опор)
всегда оказываются включенными
последовательно с фарфоровой изо-
ляцией. Однако их общая импульс-
ная прочность получается заметно
ниже арифметической суммы проч-
ностей изоляторов и соответствую-
щего участка деревянной конструк-
ции опоры, так как напряжение
распределяется между ними не про-
порционально их электрической
прочности, а более сложным обра-
зом. Поясним это с помощью упро-
щенной схемы замещения, показан-
ной на рис. 11-10. На этой схеме Сг
емкость гирлянды, а Ст и /?т— со-
ответственно емкость и сопротивле-
ние утечки траверсы. Сопротивле-
ние утечки по изоляторам обычно
Рис. 11-10. Схема замещения комбиниро-
ванной изоляции: гирлянда изоляторов —
деревянная траверса.
1 — деревянная траверса: 2 — заземленный спуск.
много больше, чем /?т, поэтому мы
им вправе пренебречь. Можно пре-
небречь также и емкостями изоля-
торов относительно земли. Просле-
дим теперь, как распределяется
импульсное напряжение между
двумя участками изоляции — гир-
ляндой и траверсой. Для простоты
будем считать, что импульс напря-
жения имеет абсолютно крутой
фронт (тф = 0).
Для любого момента времени,
очевидно, имеет место
С/И = ПГ + <7Т.
Распределение напряжения в на-
чальный момент (/ = 0) определяется
только емкостями и поэтому
(1 — (1 с*
иГ0 — Ои Сг + Ст •
IJ — II Сг
1>то—Сг + Ст •
Оно сохранится и далее лишь при
/?т=оо. Поскольку, однако, всегда
/?т^=оо, происходит перераспреде-
ление напряжения, причем таким
образом, что доля напряжения, при-
ходящегося на гирлянду изоляторов
(рис. 11-11), увеличивается. Пере-
распределение происходит с по-
стоянной времени, приблизительно
равной
T = R.(CT-\-C,).
Чем меньше Т, тем быстрее устрем-
ляется к нулю напряжение (7Т и тем
больше получается максимум Ur.
При очень малых значениях /?т.
§ 12-11
Опорные изоляторы
131
Рис. 11-11. Изменение напряжения на гир-
лянде и траверсе при воздействии импульс-
ных напряжений.
т. е. при сильно увлажненной дре-
весине, максимум Ur практически
не будет отличаться от амплитуды
воздействующего импульса. Поэто-
му электрическая прочность комби-
нированной изоляции в этом слу-
чае не будет отличаться от проч-
ности одной гирлянды. Однако та-
кое сильное увлажнение, как пока-
зывает опыт, бывает редко. Как
правило, деревянные элементы опо-
ры воспринимают на себя значи-
тельную долю напряжения и тем
самым повышают импульсную проч-
ность изоляции.
При проектировании комбиниро-
ванной изоляции необходимо оце-
нить ту дополнительную импульс-
ную прочность, которую дают дере-
вянные элементы опоры. Из преды-
дущего видно, что она не равна
электрической прочности собственно
деревянной конструкции. Опреде-
лить ее можно, лишь сопоставляя
импульсные разрядные напряжения
отдельно взятой гирлянды и гирлян-
ды с деревянной траверсой. Однако
такое сопоставление дает большой
разброс, что, по-видимому, объяс-
няется большими колебаниями
влажности древесины. Для ориен-
тировочных подсчетов рекомендует-
ся принимать дополнительную
импульсную прочность, создавае-
мую деревянной траверсой равной
100 кв на 1 м длины пути разряда
по этой траверсе. Например, в слу-
чае деревянной опоры линии ПО кв
(рис. 11-Г) импульсное 50%-ное
разрядное напряжение по пути
m — k — k — m будет примерно
равно:
^50% ~ 2^г50% Ю0/кк =
= 2-645-1-100-4=1690 кв,
где Пг50% = 645 кв — импульсное
50%-ное разрядное на-
пряжение гирлянды из
семи изоляторов П-4,5
(табл. 11-1);
/Кк == 4 м— длина участка
траверсы k — k\
Импульсное разрядное напряже-
ние по пути п—п---S'.
^50% = пп50% + 100/ns =
= 720+100-11,2=1840 кв,
где П,иг50% = 720 кв — импульсное
50°/0-ное разрядное
напряжение воздуш-
ного промежутка
п — и, минимальный
размер которого по
табл. 11-5 равен
115 см\
lns = 11,2 м — длина уча-
стка п — s стойки
опоры.
Приведенные величины разряд-
ных напряжений являются наимень-
шими. При сухой древесине они мо-
гут существенно увеличиться.
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
СТАНЦИОННО-АППАРАТНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
12-1. ОПОРНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
Станционно-аппаратные изоля-
торы делятся на две группы, резко
различающиеся по своей конструк-
ции и назначению: на опорные и
проходные изоляторы. Опорные изо-
ляторы служат для электрической
изоляции и механического крепле-
ния токоведущих шин в распреде-
лительных устройствах и токоведу-
щих частей электрических аппара-
тов. Проходные изоляторы приме-
няются для ввода напряжения
внутрь металлических баков транс-
форматоров, масляных выключате-
лей, конденсаторов и других аппа-
9*
132
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
ратов (аппаратные проходные изо-
ляторы), а также для изоляции
шин при проходе их через стены
распределительных устройств (стан-
ционные проходные изоляторы).
Аппаратные проходные изоляторы
часто называют также вводами.
Конструктивно они несколько отли-
чаются от станционных проходных
изоляторов.
а) Опорные изоляторы
стержневого типа
Наиболее простую форму имеют
изоляторы стержневого типа, пред-
назначенные для закрытых распре-
делительных устройств напряже-
нием 3—10 кв. На рис. 12-1 пред-
ставлены изоляторы на напряжение
6 кв, отличающиеся друг от друга
способом заделки металлической
арматуры. Один из них (серии О)
представляет собой полое фарфоро-
вое тело цилиндрической формы.
Верхняя часть изолятора выполне-
на сплошной для предотвращения
разрядов во внутренней полости.
Рис. 12-1. Опорные изоляторы
на напряжение 6 кв.
а — изолятор ОА-6; б — изолятор
ОМА-6.
Фарфор с помощью цемента арми-
рован внизу чугунным фланцем,
а наверху чугунной шапкой.
В другом изоляторе (серии ОМ)
сплошная фарфоровая часть распо-
ложена ближе к середине, а верх-
няя и нижняя полости использова-
ны для заделки арматуры. Такой
изолятор не имеет внутренних по-
лостей. Арматура его не выступает
практически над краями фарфора.
Изоляторы серии ОМ с внутренней
заделкой арматуры выгодно отли-
чаются от изоляторов серии О мень-
шими размерами, а также меньшим
весом фарфора и, в особенности,
арматуры.
Изоляторы на напряжение
3—10 кв изготовляются с разной
механической прочностью на изгиб.
В маркировке изоляторов механиче-
ская прочность обозначается услов-
но буквами А, Б, В и Д, дабавляе-
мыми к обозначению серии. Бук-
ва А обозначает гарантированную
прочность на изгиб 375 кГ, Б —
750 кГ, В — 1 250 кГ и Д — 2 000 кГ.
Например, изолятор ОА-6 — изоля-
тор серии О на напряжение 6 кв
с гарантированной механической
прочностью на изгиб 375 кГ. Изоля-
торы на одно и то же напряжение,
но разной механической прочности,
отличаются друг от друга только
диаметром.
Опорные изоляторы стержне-
вого типа на напряжение 35 кв
(рис. 12-2) имеют несколько более
сложную форму. Поскольку изоля-
тор предназначен для внутренней
установки, ребра на его поверх-
ности развиты также очень слабо и
предназначены для некоторого по-
вышения разрядного напряжения
при импульсах и при промышлен-
ной частоте.
На рис. 12-3 показано изменение
средних разрядных напряженностей
изолятора в зависимости от поло-
жения ребра на его поверхности.
Величины отнесены к разрядным
напряженностям такого же изолято-
ра без ребер. Как видно из кривых,
влияние ребра существенно сказы-
вается только при большом времени
§ 12-1]
Опорные изоляторы
133
Рис. 12-2. Опорный изолятор стержневого
типа на напряжение 35 кв.
1 — цемент; 2 — фланец; 3 — фарфор; 4 — шапка.
разряда. При этом наибольшее по-
вышение разрядного напряжения
наблюдается в том случае, когда
ребро находится у того из электро-
Рис. 12-3. Влияние места расположения реб-
ра на опорном изоляторе на его импульсное
разрядное напряжение.
дов, с которого начинается разряд.
При волне положительной поляр-
ности таким электродом является
шапка (верхний электрод), при вол-
не отрицательной полярности —
фланец. Поскольку у опорных изо-
ляторов, так же как и у воздушных
промежутков, разрядное напряже-
ние при волне положительной по-
лярности значительно ниже, чем
при волне отрицательной поляр-
ности, то ребро необходимо распо-
лагать вблизи шапки, чтобы увели-
чить разрядное напряжение при по-
ложительной полярности.
Таблица 12-1
Характеристики опорных изоляторов
Тип изолятора Номи- нальное напря- жение, кв Габаритные размеры» мм Г аранти- рованная прочность на изгиб, кГ Разрядное напряже- вне 50 гц. квдейств Разрядное напряже- ние при импульсах, кемакс
Высота Наибольший диаметр фарфора сухораз- рядное мокро- раз ряд- ное 50-про- центное при 2 мксек
ОА-З 3 135 73 375 43 62 88
ОА-6 6 165 86 375 50 — 75 100
ОБ-6 6 185 106 750 55 — 82 108
ОВ-Ю 10 225 130 1 250 63 — 105 145
ОД-10 10 235 150 2 000 66 — 112 145
ИШД-10 10 210 250 2 000 70 34 125 160
ШТ-35 35 400 370 1 250 140 85 205 270
ИШД-35 35 400 430 2 000 150 88 230 320
ЗХШТ-35 НО 1 200 370 300 330 240 575 910
4ХИШД-35 150 I 600 430 325 500 350 760 1 180
5ХИШД-35 220 2 000 430 250 610 460 930 1500
134
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
Рис. 12-4. Стерж-
невой опорный изо-
лятор СО-35 иа
напряжение 35 кв.
Опорные изоляторы стержнево-
го типа, предназначенные для ра-
боты в открытых распределитель-
ных устройствах, отличаются силь-
ным развитием ребер на их боко-
вой поверхности, имеющим целью
повышение их разрядного напря-
жения в условиях дождя. Мокро-
разрядные напряжения определяют-
ся главным образом разрядным
расстоянием изолятора, количе-
ством и размером .ребер. Наиболь-
шая величина мокроразрядного на-
пряжения при данном разрядном
расстоянии получается в том слу-
чае, когда разность радиусов ребра
и тела изолятора равна расстоянию
между ребрами.
На напряжение до 35 кв изоля-
торы для открытых установок из-
готовляются в виде сплошного фар-
форового стержня. Конструкция
такого изолятора на 35 кв показа-
на на рис. 12-4.
При напряжениях ПО кв и вы-
ше применяются колонки из не-
скольких изоляторов на меньшее
напряжение, соединенных между
собой с помощью металлической
арматуры. Поскольку с увеличе-
нием номинального напряжения
растут механические нагрузки на
изолятор, то уже при напряжении
150 кв сплошные фарфоровые изо-
ляторы не обеспечивают необходи-
мой механической прочности на из-
гиб. Поэтому для опорных колонок
на напряжение выше НО кв
(а иногда и на напряжение ПО кв)
опорные изоляторы делают полыми,
но большего диаметра. При этом
достигается увеличение механиче-
ской прочности изолятора на изгиб.
Недостатком полых изоляторов,
препятствующим широкому приме-
нению этих более легких и эконо-
мичных изоляторов в открытых
установках, является возможность
возникновения разрядов во вну-
тренней полости. Влага, попадаю-
щая во внутреннюю полость изоля-
тора, может вызвать появление ча-
стичных разрядов на его внутрен-
них стенких даже при рабочем на-
пряжении. Эти разряды приводят
к резкому снижению разрядного
напряжения внутри полости. Мерой,
предупреждающей разряд внутри
колонки, является устройство в изо-
ляторах фарфоровых перегородок
достаточной толщины (рис. 12-5).
Иногда вместо фарфоровых пере-
городок для предотвращения разря-
дов во внутренней полости прибе-
гают к заполнению ее компаундом
или трансформаторным маслом.
Однако в этом случае изоляторы
должны иметь хорошие уплотнения,
препятствующие вытеканию масла
или массы наружу.
Высокие колонки опорных изо-
ляторов стержневого типа по пред-
ложению Г. А. Лебедева (ВЭИ)
снабжаются так называемыми звез-
дочками—металлическими экрана-
ми, укрепляемыми на арматуре
в местах соединения изоляторов
(рис. 12-6). Это простое мероприя-
тие позволяет существенно увели-
чить мокроразрядное напряжение
колонки изоляторов.
Количество дождевой воды, сте-
кающей по изоляторам колонки, не-
одинаково по высоте. Чем ниже рас-
положен изолятор, тем больше по
нему стекает воды. Это приводит
к усилению неравномерности рас-
пределения напряжения по изоля-
§ 12-1)
Опорные изоляторы
135
Рис. 12-5. Колонка
опорных изолято-
ров на напряже-
ние ПО кв.
торам и как результат этого —
к снижению общего разрядного на-
пряжения колонки изоляторов по
сравнению с суммой мокроразряд-
Рис. 12-6. Звездоч-
ка и способ ее
установки в ко-
лонке изоляторов.
Рис. 12 7. Разрядные напряже-
ния колонок опорных изолято-
ров типа ОС-35 без звездочек
и со звездочками (данные
ВЭИ).
ных напряжений отдельных изоля-
торов, входящих в колонку (рис.
12-7, кривые 1 и 3).
При установке звездочек благо-
даря их специальному профилю
сплошной поток воды разбивается
на отдельные струи и разбрызги-
вается в удалении от поверхности
изолятора. Разбрызгиванию струй
способствует высокая напряжен-
ность электрического поля на краю
звездочки, имеющая составляющую,
перпендикулярную оси изолятора.
Общее разрядное напряжение ко-
лонки изоляторов со звездочками
приближается к сумме мокрораз-
рядных напряжений отдельных изо-
ляторов (рис. 12-7, кривая 2). При
заданном мокроразрядном напря-
жении установка звездочек позво-
ляет существенно снизить высоту
колонки изоляторов.
б) Опорные изоляторы
штыревого типа
Опорные изоляторы штыревого
типа применяются главным образом
в наружных установках. Изготов-
ляются они на напряжение 3—
35 кв. На более высокие напря-
жения штыревые изоляторы, так же
136
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
Рис. 12-8. Штыревой опорный изолятор на
напряжение 10 кв.
I — штырь; 2 — фарфор; 3 — шапка; 4 — цемент.
как и стержневые, собираются в ко-
лонки, состоящие при напряжении
НО кв из трех изоляторов 35 кв,
при 150 кв—из четырех и при
220 кв — из пяти изоляторов.
На рис. 12-8 показан штыревой
опорный изолятор на 10 кв. Фарфо-
ровая часть штыревых опорных изо-
ляторов по своей конфигурации
аналогична штыревым линейным
изоляторам, но в отличие от линей-
ных опорные изоляторы штыревого
типа армируются с помощью цемен-
та металлической арматурой. Для
прочного соединения фарфора с
шапкой и стержнем армируемые по-
верхности фарфора покрываются
фарфоровой крошкой, а эластич-
ность изолятора достигается покры-
тием поверхностей фарфора и арма-
туры, соприкасающихся с цементом,
битумом. Отсутствие битумных про-
слоек между частями изолятора и
цементом приводит к быстрому рас-
трескиванию фарфора в головке
изолятора.
Опорные изоляторы штыревого
типа на 35 кв (рис. 12-9) имеют
две фарфоровые части, соединенные
между собой цементом. Форма
юбок изолятора и их размеры вы-
бираются опытным путем, исходя из
получения необходимой величины
мокроразрядного напряжения. Су-
хоразрядные напряжения при 50 гц
и импульсные характеристики
у опорных штыревых изоляторов
близки к характеристикам воздуш-
ного промежутка стержень—плос-
кость при длине его, равной сухо-
разрядному расстоянию изолятора.
Механическая прочность одиноч-
ных штыревых опорных изоляторов
определяется прочностью штыря,
а не прочностью фарфоровой голов-
ки, поскольку при приложении из-
гибающей нагрузки к шапке изо-
лятора изгибающий момент, дей-
ствующий на головку изолятора,
благодаря небольшой толщине фар-
фора оказывается много меньше из-
гибающего момента, действующего
на штырь.
Однако в колонках из трех—
пяти изоляторов (рис. 12-11) на го-
ловку нижнего изолятора действует
почти такой же изгибающий мо-
Рис. 12-9. Штыревой опорный
изолятор на напряжение 35 кв
типа ШТ-35.
Рис. 12 10. Штыревой изолятор
типа ИШД-35 повышенной
прочности на напряжение
35 кв.
§ 112-2]
Проходные изоляторы
137
Рис. 12-11. Колонка штыревых
опорных изоляторов на напря-
жение 110 кв.
мент, как и на штырь. В этом слу-
чае слабым местом является фар-
форовая головка изолятора, и ее
прочностью определяется прочность
всей колонки на изгиб.
Прочность головки изолятора
можно увеличить, если выполнить
ее не из двух, а из трех более тон-
ких и, значит, более прочных фар-
форовых частей. Конструкция вы-
полненного таким образом изолято-
ра ИШД-35, имеющего повышен-
ную механическую прочность, пока-
зана на рис. 12-10. В колонках из
пяти элементов изоляторы ИШД-35
применяются в установках напря-
жением 220 кв.
Иа напряжение выше 220 кв
для одиночных опорных колонок
требуются изоляторы весьма высо-
кой механической прочности, изго-
товление которых представляет
большие трудности. В связи с этим
в установках напряжением выше
Рис. 12-12. Разъединитель на 500 кв. Опор-
ные конструкции составлены из изоляторов
КО-400.
220 кв применяются опорные кон-
струкции, состоящие из нескольких
колонок. На рис. 12-12 показан для
примера разъединитель на 500 кв,
выполненный на опорных конструк-
циях из изоляторов типа КО-400.
Изоляторы в таких конструкциях
работают не только на изгиб, но и
на растяжение и сжатие.
12-2. ПРОХОДНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
а) Общие сведения
Схематически проходной изоля-
тор показан на рис. 12-13. Он со-
стоит из токоведущего стержня /,
фланца 2, которым изолятор кре-
пится к стене здания или корпусу
аппарата, и изоляционного тела 3,
которым при невысоких напряже-
ниях (3—10 кв) может быть про-
стой цилиндр из диэлектрика, обла-
дающего необходимой электриче-
ской и механической прочностью
(например, из фарфора или бакели-
зированной бумаги). При напряже-
ниях выше 35 кв изоляционное тело
представляет собой достаточно
сложную изоляционную конструк-
цию, в которой, как правило, ком-
бинируются жидкие и твердые ди-
138
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
Рис. 12-13. Про- Рис. 12-14. Про-
ходной изолятор, ходкой изолятор
/—токоведущий стер- С воздушной по-
жеиь; 2 — фланец; ЛОСТЬЮ.
3 — изоляционное
тело.
электрики (фарфор, трансформа-
торное масло, картон, бумага
и др.).
Проходные изоляторы, так же
как и изоляторы других типов, кон-
струируют таким образом, что при
нормальном состоянии изоляции
пробивное напряжение по пути 1\
(рис. 12-13) несколько превышает
напряжение перекрытия по пути /2.
В простейшей конструкции рис. 12-13
требуемую величину пробивного на-
пряжения можно получить уже при
относительно малой толщине 6, до-
статочной и с точки зрения механи-
ческой прочности. Однако при ма-
лых б получается большая поверх-
ностная емкость и облегчается раз-
витие разряда по поверхности. Что-
бы обеспечить требуемое напряже-
ние перекрытия, длину изолятора I
пришлось бы сделать чрезмерно
большой. Такой изолятор, несмотря
на относительно малый диаметр,
был бы очень неудобным, так как
из-за большой длины вынуждал бы
неоправданно увеличивать размеры
аппарата или распределительного
устройства, в котором он устанав-
ливается.
Сокращение длины изолятора
без изменения его разрядного на-
пряжения наиболее просто может
быть достигнуто путем уменьшения
поверхностной емкости за счет уве-
личения толщины изоляции и, сле-
довательно, диаметра фланца.
Для напряжений до 35 кв освое-
но производство изоляторов, в ко-
торых удовлетворительная длина
получена путем увеличения толщи-
ны фарфора по сравнению с вели-
чиной, необходимой для получения
требуемого пробивного напряжения,
а также путем создания утолще-
ний-ребер на поверхности, т. е.
участков, где поверхностная ем-
кость еще меньше и, следователь-
но, развитие разряда дополнитель-
но затруднено.
Раньше в изоляторах на эти
напряжения для увеличения диа-
метра фланца изоляционное тело
приходилось выполнять не сплош-
ным, а с полостью (рис. 12-14), так
как производство толстостенных
изделий из фарфора затрудни-
тельно.
Наличие воздушной полости
в изоляторе на напряжение 3—
10 кв практически не влияет на его
пробивную прочность, ибо при на-
пряжении, близком к разрядному,
в полости происходит ионизация
воздуха и все напряжение прикла-
дывается к фарфору. По этой же
причине при предразрядных на-
пряжениях происходит некоторое
увеличение поверхностной емкости
и соответственно снижение напря-
жения перекрытия. Это обстоятель-
ство вынуждало дополнительно не-
сколько увеличивать диаметр флан-
ца и создавать на поверхности изо-
лятора ребра (у фланца).
Чтобы устранить этот неприят-
ный эффект, в проходных изолято-
рах с внутренней полостью на на-
пряжение 35 кв токоведущий стер-
жень покрывали слоем бакелизи-
рованной бумаги толщиной 3—
6 мм или заполняли внутреннюю
полость компаундом. Первое меро-
приятие увеличивает напряжение
появления короны приблизительно
в 2 раза; второе—принципиально
более эффективно, так как позво-
ляет полностью устранить корону
во внутренней полости и повышает
электрическую прочность изолято-
§ 12-2]
Проходные изоляторы
139
ра в радиальном направлении. Од-
нако практически в залитой вязкой
изоляционной массой полости всег-
да остаются газовые включения —
каверны. В связи с этим возникает
опасность того, что в газовых вклю-
чениях уже при рабочем напряже-
нии будут происходить частичные
разряды, вызывающие дополни-
тельный местный нагрев, постепен-
ное разложение компаунда и уве-
личение размеров включений. Та-
ким образом, с течением времени
под действием частичных разрядов
может произойти снижение элек-
трической прочности в радиальном
направлении. Для того чтобы
устранить эту опасность, приходит-
ся снижать средние рабочие ра-
диальные напряженности, т. е до-
полнительно увеличивать диаметр
фланца.
Во всех рассмотренных выше
случаях необходимая электриче-
ская прочность в радиальном на-
правлении достигалась выбором
соответствующей толщины фарфо-
ра. Для изоляторов на напряжение
НО кв и выше такой путь невозмо-
жен, так как пробивное напряже-
ние проходного изолятора НО кв
должно быть не менее 450—
500 квдейств (примерно в 1,5 раза
больше испытательного). Изгото-
вить сплошное фарфоровое тело
изолятора с такой электрической
прочностью практически невозмож-
но, так как при увеличении толщи-
ны пробивная напряженность рез-
ко падает (рис. 9-2). Поэтому
изоляторы на напряжение НО кв
и более изготовляют с большой
внутренней полостью, заполняемой
изоляционным материалом с высо-
кой электрической прочностью.
Для этой цели наиболее удобно
трансформаторное масло. В силу
его малой вязкости и высокой рас-
творимости в нем газов исключа-
ются остаточные газовые включе-
ния и обеспечивается хорошая теп-
лоотдача.
Однако электрическая проч-
ность масла в больших промежут-
ках недостаточна для того, чтобы
получить приемлемые радиальные
размеры изолятора. Для резконе-
однородного поля среднее пробив-
ное напряжение трансформаторно-
го масла выражается зависи-
мостью
ДПр = 28,2в°>в4 «вдейст — при плавном
подъеме;
t7niJ = 26,6№-в'‘ квдейств — при одно-
минутном воздействии,
где s — расстояние между электро-
дами, см (указанные зависимости
действительны для £>30 с.м).
По этим зависимостям легко
подсчитать, что для получения про-
бивного напряжения порядка 450—
500 квдейСТВ нужен масляный про-
межуток около 100—120 см. При
этом диаметр фланца должен быть
соответственно 2—2,5 м, что, оче-
видно, неприемлемо.
Для повышения электрической
прочности масляного промежутка
между стержнем и фланцем уста-
навливают несколько цилиндриче-
ских барьеров из бакелизирован-
ной бумаги, а токоведущий стер-
жень обматывают кабельной бума-
гой (маслобарьерные изоляторы).
Эти меры повышают электриче-
скую прочность промежутка почти
в 2,5 раза. Основное повышение
прочности примерно в 2 раза дают
покрытие токоведущего стержня
кабельной бумагой и барьер, уста-
новленный вблизи фланца. Проис-
ходит это благодаря тому, что по-
крытие и барьер затрудняют обра-
зование под действием электриче-
ского поля мостиков из проводя-
щих загрязнений (например, из
увлажненных волокон), по кото-
рым обычно и развивается разряд
в масле. Остальные барьеры повы-
шают электрическую прочность
при 50 гц еще приблизительно
на 50%.
Барьеры образуют каналы, по
которым происходит естественная
циркуляция масла, улучшающая
отвод тепла, выделяющегося вслед-
ствие диэлектрических потерь
в изоляции. За счет этого значи-
140
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
тельно повышается напряжение
теплового пробоя.
При импульсных воздействиях
проводящие мостики не образуют-
ся (не успевают), и потому поло-
жительный эффект от дополни-
тельных барьеров отсутствует. Бо-
лее того, поскольку барьеры имеют
диэлектрическую проницаемость,
большую, чем масло, в по-
следнем увеличивается напряжен-
ность электрического поля. По этой
причине дополнительные барьеры
даже несколько снижают импульс-
ную прочность изолятора. Имея
это в виду, в маслобарьерных про-
ходных изоляторах устанавливают
небольшое число барьеров.
Как показывает опыт, при вы-
боре числа и размеров барьеров
целесообразно исходить из следую-
щих значений наибольших допу-
стимых напряженностей в масля-
ных каналах, соответствующих
испытательным напряжениям.
При толщине масляного канала
40—100 мм и диаметре внутренней
обкладки менее -200 мм напряжен-
ность на внутренней обклад-
ке не должна превосходить
45— 50 хвдейств/г-м; в каналах
меньшей толщины напряженность
может быть увеличена до 60—
65 квдейств/сл!. Если диаметр вну-
тренней обкладки больше 200 мм,
то средняя напряженность в кана-
ле толщиной 40—100 мм не долж-
на быть выше 40—45 квяе^сяв/см.
Дальнейшее улучшение масло-
барьерной изоляции достигается
путем регулирования электриче-
ского поля с помощью обкладок из
фольги, располагаемых на барье-
рах.
Регулирование электрического
поля с помощью обкладок поясним
на примерах. Для простоты при-
мем, что имеются всего две об-
кладки, разделяющие диэлектрик
на три слоя (рис. 12-15). Совмест-
но со стержнем и фланцем они об-
разуют три последовательно со-
единенных цилиндрических кон-
денсатора, емкости которых (без
учета искажения поля на краях
обкладок)
2та7ф
2ле/2
2ле/1
Пусть необходимо выравнять рас-
пределение напряжения в радиаль-
ном направлении. Это можно сде-
лать следующим образом. Толщи-
ны слоев принять одинаковыми,
т. е. Гф—Г| = г(—г2 = г2—г с, и подо-
брать длины обкладок Ц и 12 та-
кими, чтобы С| = С2=С3. В силу
равенства емкостей СД С2 и С3 на-
пряжение между слоями будет рас-
пределяться равномерно. При оди-
наковой толщине слоев будут оди-
наковыми и средние напряженно-
сти в слоях.
На рис. 12-15,а схематически
показан изолятор, обкладки кото-
рого подобраны именно таким об-
разом. Там же показаны кривые,
характеризующие изменение сред-
них и действительных напряжен-
ностей в радиальном и осевом на-
правлениях. Средние радиальные
напряженности в слоях (под флан-
цем) получаются, как видно, оди-
наковыми. Действительная напря-
женность в каждом слое несколько
меняется по толщине, однако в зна-
чительно меньшей степени, чем
при отсутствии обкладок.
При такой системе обкладок
поле в осевом направлении полу-
чается очень неоднородным. По-
этому разрядные напряжения та-
кого изолятора будут низкими.
Теперь выберем размеры об-
кладок так, чтобы сделать равно-
мерным распределение напряже-
ния в осевом направлении. Для
этого примем одинаковыми длины
уступов, т. е.
IИ / 2 . ^2 11 / ] / ф
2 — 2 = 2
и подберем радиусы обкладок
и г2 так, чтобы опять С1 = С2 = С3.
В этом случае напряжения на ело-
Рис. 1245. Регулирование электрического поля проходного изолятора с помощью обкладок.
а —в радиальном направлении; б —а осевом направлении.
§ 12-2 ] Проходные изоляторы
142
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
ях, а следовательно, и на уступах
будут одинаковыми. Поскольку
уступы имеют одну и ту же длину,
то и средние напряженности по по-
верхности изолятора будут одина-
ковыми на всех участках.
Изолятор с такой системой об-
кладок показан на рис. 12-15,6.
В нем средние радиальные напря-
женности в слоях будут разными.
Однако все же поле в радиальном
направлении получается более од-
нородным, чем при отсутствии об-
кладок.
Очевидно, при большем числе
обкладок отклонения действитель-
ных напряженностей от средних
значений будут еще меньшими.
Регулирование электрического
поля с помощью обкладок позво-
ляет устранить резкое уменьшение
пробивного и разрядного напряже-
ний изоляции с ростом ее толщины.
На рис. 9-2 была показана зависи-
мость пробивного напряжения фар-
фора от толщины образца. Анало-
гичные зависимости имеют место
и для изоляции из бакелизирован-
ной или пропитанной маслом бу-
маги и других изоляционных ма-
териалов. Резкое снижение элек-
трической прочности изоляции при
увеличении ее толщины, связанное
в известной мере с ростом нерав-
номерности электрического поля,
является основной причиной, за-
труднившей создание изоляторов
со сплошным изоляционным телом
относительно малых размеров.
Применение обкладок позволяет
чаилучшим образом использовать
изоляционный материал. В этом
случае вся толща диэлектрика раз-
бивается на ряд отдельных тонких
слоев, обладающих более высокой
электрической прочностью. Кроме
того, соответствующим выбором
размеров обкладок создаются та-
кие условия, что все слои работают
при одинаковых напряженностях.
Проходные изоляторы, в кото-
рых осуществляется регулирование
Наиболее просто регулирование
поля с помощью обкладок осуще-
ствляется в слоистой изоляции из
бакелизированной или пропитан-
ной маслом бумаги. В этом случае
обкладки закладываются в изоля-
ционное тело через определенные
числа витков в процессе намотки.
Длительно допускаемые напря-
женности в бумажно-бакелитовом
и бумажно-масляном изоляторах
ограничиваются появлением иони-
зации, разрушаюше воздействую-
щей на изоляцию.
Учитывая это обстоятельство,
радиальные напряженности выби-
рают такими, чтобы при наиболь-
шем рабочем напряжении на краях
обкладок не возникала ионизация,
а при испытательном напряже-
нии— скользящие разряды.
В бумажно-бакелитовой изоля-
ции ионизация возникает в газовых
включениях, устранить которые
практически невозможно, особенно
в наиболее опасных местах — у
краев обкладок. В этих местах из-за
конечной толщины обкладки, даже
при самом тщательном изготовле-
нии, остаются так называемые газо-
вые (воздушные) клинья.
Чтобы повысить допускаемые
радиальные напряженности и та-
ким образом сократить диаметр
изолятора, иногда в бумажно-баке-
литовой изоляции заменяют метал-
лические обкладки полупроводя-
щим покрытием, наносимым непо-
средственно на бумагу. При этом
значительно уменьшается число
воздушных включений (полностью
все-таки не устраняются) и одно-
временно повышаются напряжения
появления ионизации и скользящих
разрядов (примерно на 30%).
В бумажно-масляной изоляции
ионизация и скользящие разряды
на краях обкладок возникают при
более высоких напряженностях.
Объясняется это тем, что в такой
изоляции края обкладок находятся
в масле. Однако, для того чтобы
§ 12-2]
Проходные изоляторы
143
очень тщательную сушку и вакуу-
мирование. В противном случае
в толще изоляции могут остаться
воздушные включения, в которых
разряды будут возникать при отно-
сительно низких напряжениях.
Иногда, чтобы избежать этого, бу-
мажный сердечник обтачивают так,
чтобы края обкладок были откры-
тыми и заведомо находились
в масле.
На рис. 12-16 показаны зависи-
мости радиальных напряженностей
от толщины слоя диэлектриков, при
которых в бумажно-бакелитовой и
бумажно-масляной изоляции воз-
никают ионизационные процессы.
Как видно, для бумажно-масляной
изоляции допустимы значительно
более высокие напряженности и,
следовательно, размеры изолятора
могут быть существенно меньше.
По этой причине бумажно-ма-
сляные конденсаторные изоляторы
рассматриваются в настоящее вре-
мя как наиболее перспективные
для напряжений ПО кв и более.
Ранее бумажно-масляные изо-
ляторы не получили широкого рас-
пространения в силу сложности их
изготовления, обусловленной жест-
кими требованиями к качеству на-
мотки, сушки, вакуумирования и
сборки. Вторым затруднением
явились повышенные требования
к изоляционным материалам,
используемым для изготовления
таких изоляторов Объясняется это
тем, что в бумажно-масляных изо-
ляторах относительно неблаго-
приятные условия для отвода теп-
ла, выделяющегося в толше изоля-
ции из-за диэлектрических потерь.
Поэтому для сохранения на необ-
ходимом уровне напряжения тепло-
вого пробоя приходится использо-
вать масло и бумагу с малым tg6,
а также предусматривать сложные
мероприятия против увлажнения
изоляции во время эксплуатации.
Для напряжений 35 кв и ниже
бумажно-масляные изоляторы в си-
лу отмеченных трудностей вряд ли
целесообразны.
Рассмотренные выше мероприя-
Рис. 12-16. Зависимость напряженности по-
явления ионизации от толщины изоляции.
1 — бумажно-бакелитовая изоляция (данные за-
вода «Электроаппарат»); 2 — бумажно-масляная
изоляция (данные ЛПИ).
тия позволяют получить необходи-
мые пробивные и сухоразрядные
напряжения, импульсные и при
50 гц. Однако они практически не
влияют на величину мокроразряд-
ного напряжения. Последнее, как и
в случае опорных изоляторов, опре-
деляется главным образом числом
и размерами ребер (см. § 12-1).
б) Конструкция проходных
изоляторов
Станционные и аппаратные про-
ходные изоляторы принципиально
устроены одинаково. Однако неко-
торые различия в условиях их ра-
боты обусловливают и конструктив-
ные отличия. Например, баки
трансформаторов высокого напря-
жения и многих аппаратов запол-
няются изоляционным маслом. При
этом проходные изоляторы одним
концом, входящим внутрь бака, по-
гружаются в масло. Средняя раз-
рядная напряженность по поверх-
ности изолятора в масле выше, чем
в воздухе. Поэтому оказывается
возможным уменьшить длину этой
части изолятора приблизительно
в 2 раза.
Проходные изоляторы трансфор-
маторов (в литературе часто име-
144
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
нуемые вводами) испытывают до-
полнительный нагрев, так как при
работе трансформатора темпера-
тура масла может подниматься
до 70° С. Это обстоятельство оказы-
вает большое влияние на термиче-
скую устойчивость изолятора, т. е.
на напряжение теплового пробоя.
Проходные изоляторы выключа-
телей подвергаются значительным
механическим ударным нагрузкам.
Поэтому к ним предъявляются
более высокие требования в отно-
шении механической прочности.
Для изоляторов на напряжение 3—
10 кв эти требования имеют решаю-
щее значение при выборе конст-
рукции, основных размеров и изо-
ляционных материалов.
Токи, проходящие по токоведу-
щему стержню станционных про-
ходных изоляторов, могут дости-
гать нескольких тысяч ампер. В та-
ких случаях роль токоведушего
стержня выполняет пакет шин
большого сечения, который и опре-
деляет основные радиальные раз-
меры изолятора. Однако, несмотря
на эти и другие особенности, основ-
ные принципы построения электри-
чески прочных проходных изолято-
ров остаются во всех случаях об-
щими.
Требования, предъявляемые
к изоляторам в отношении их элек-
трической прочности, регламенти-
руются ГОСТ 1516-60, в котором
нормированы величины испытатель-
ных напряжений для оборудования
высокого напряжения.
Устройство и размеры фарфоро-
вых станционных проходных изо-
ляторов с воздушной полостью на
напряжение 6—10 кв показаны ia
рис. 12-17. Изолятор, предназна-
ченный для наружной установки
(рис. 12-17,6), имеет более разви-
тую ребристую поверхность в той
части, которая располагается вне
помещения. В остальном конструк-
ции изоляторов для наружной и
внутренней установок схожи. Необ-
ходимая электрическая прочность
в радиальном направлении дости-
гается в этом случае простым пу-
Рис. 12-17. Проходной фарфоровый изоля-
тор на 6 кв.
а — для внутренней установки: б — для наружной
установки.
тем — выбором соответствующей
толщины фарфора (рис. 9-2).
Изолятор подобной конструкции
на напряжение 35 кв показан на
рис. 12-18. Помимо рассмотренных
уже мероприятий, для повышения
разрядного напряжения на поверх-
ность изолятора нанесено полупро-
водящее покрытие, которое умень-
шает напряженность электрическо-
го поля непосредственно у фланца.
В силу этого скользящие разряды
начинают развиваться не от края
фланца, а от края покрытия, на
участке, где поверхностная емкость
меньше за счет ребра.
Более компактны и более удоб-
ны в технологическом отношении
изоляторы без воздушной полости
на рис. 12-19. В этих изоляторах
уменьшение диаметра фланца до-
стигнуто за счет увеличения толщи-
ны фарфора в средней части изоля-
тора, а также увеличения размеров
(в основном толщины) ближайшего
к фланцу ребра. Для предотвраще-
ния короны на токоведущем стерж-
не (с тем, чтобы не допустить уско-
ренную коррозию металлических
частей) внутреннюю поверхность
изолятора металлизируют или по-
§ 12-2]
Проходные изоляторы
145
Рис. 12-18. Проходной фарфоровый изолятор на 35 кв
с воздушной полостью и покрытием стержня слоем бумаги.
крывают полупроводящей краской
и сообщают ей потенциал стержня.
При оценке разрядных напря-
жений проходных фарфоровых изо-
ляторов можно ориентироваться на
следующие средние разрядные на-
пряженности:
сухоразрядные при 50 гц 4—
5 ^6действ/бЛ11
мокроразрядные при 50 гц 2,5—
2,7 Кбдейств/бЛО
импульсные минимальные 6—
8 кв!см и при времени разряда
2 мксек 7—10 кв/см.
Для напряжения 35 кв из фар-
фора изготовляются, как правило,
только станционные проходные
изоляторы. Для аппаратов и транс-
форматоров 35 кв они оказываются
слишком громоздкими.
В качестве аппаратных и транс-
форматорных вводов на напряже-
ние 35 кв широкое распространение
получили бумажно-бакелитовые
конденсаторные изоляторы, пред-
ставляющие собой компактные и
в то же время электрически и ме-
ханически прочные конструкции.
Проходные изоляторы из баке-
лизированной бумаги наиболее
просты по конструкции. Они изго-
товляются путем намотки на токо-
ведущий стержень цилиндра из
лакированной бумаги, смазанной
бакелитовой смолой. Периодически
через определенные числа витков
в цилиндр закладываются обкладки
из фольги для регулирования элек-
трического поля в радиальном и
осевом направлениях. Во время на-
мотки цилиндр обжи-
мается горячими валь-
цами (температура
около 160° С), вслед-
ствие чего смола пла-
вится и склеивает слои
бумаги. Затем цилиндр
проходит термическую
обработку, в процессе
которой смола полиме-
ризуется. После этого
у цилиндра обтачива-
ют концы, накладыва-
ют на него бандаж
под фланец и лакиру-
ют поверхность для повышения вла-
гостойкости.
Недостатком бумажно-бакели-
товых изоляторов является малая
влагостойкость, обусловленная их
слоистым строением. Поэтому изоля-
торы, предназначенные для наруж-
ной установки, по-
мещают в фарфоро-
вые покрышки, а
пространство между
покрышкой и бу-
мажно-бакелитовым
сердечником зали-
вают изоляционной
мастикой. Примером
может служить изо-
лятор для выклю-
чателя МКП-76, по-
казанный на рис.
12-20. Размеры изо-
лятора в этом слу-
чае естественно воз-
растают, однако ос-
таются вполне прием-
лемыми. Без фарфо-
ровых покрышек бу-
мажно - бакелитовые
изоляторы пригодны
для установки толь-
ко в сухих помеще-
циях.
Бумажно-бакели-
товые изоляторы ис-
пользуются и при
других напряжениях
3—220 кв, особенно
в лабораторных ус-
тановках высокого
напряжения, рабо-
Рис, 12-19.
10—314
146
Станционно-аппаратные изоляторы
[Гл. 12
ной установки на напря-
жение 35 кв для масля-
ного выключателя
МКП-76.
1 — дождевой колпак; 2—чу-
гунная заглушка; 3 — цемен-
тирующий состав: 4 — баке-
лито-бумажный остов: 5 —
фарфоровая покрышка; 6 —
мастика: 7 — фланец.
тающих в сухих помещениях.
Устроены они все одинаково неза-
висимо от величины номинального
напряжения. Меняются лишь раз-
меры и число обкладок, регулирую-
щих электрическое поле (для 3—
10 кв 3—4 обкладки, для 220 кв 30
или более).
Для бумажно-бакелитовых изо-
ляторов на напряжение 35 кв и
выше средние сухоразрядные на-
пряженности при 50 гц составляют
4,5—4,8 АСВдейств/^01.
Большинство проходных изоля-
торов для силовых и испытатель-
ных трансформаторов, а также вы-
ключателей на напряжения 110 кв
и выше до настоящего времени
изготовляется с маслобарьерной
внутренней изоляцией.
В качестве примера на рис. 12-21
показан маслобарьерный проход-
ной изолятор на 110 кв. Основной
внутренней изоляцией здесь яв-
ляется масляный промежуток, раз-
деленный на несколько частей
барьерами из бакелизированной
бумаги.
Разрядные напряжения масло-
барьерного изолятора определяют-
ся главным образом размерами
фарфоровых покрышек: их длиной,
числом и размерами ребер. На ве-
личину сухоразрядных напряжений
(при 50 гц и импульсах), кроме
того, сильное влияние оказывает
ближайшая к фланцу и соединен-
ная с ним обкладка. Выступая за
края фланца, она экранирует их,
т. е. уменьшает около них напря-
женность на поверхности фарфо-
ровой покрышки. Наибольший эф-
фект получается в том случае, ког-
да обкладки экранируют примерно
8—10% длины покрышки. При
этом сухоразрядные напряжения
увеличиваются на 10—12%. Другие
обкладки, находящиеся на более
отдаленных от фланца барьерах,
оказывают значительно меньшее
влияние на величину сухоразряд-
ных напряжений.
Средние разрядные напряжен-
ности в масле приблизительно
в 2 раза выше, чем в воздухе. По-
этому нижняя часть маслобарьер-
ного изолятора, опускаемая внутрь
бака трансформатора или выклю-
чателя, имеет меньшую длину и
меньшие ребра на покрышке.
Для маслобарьерных изолято-
ров на напряжения 110—400 кв
средние разрядные напряженности
имеют следующие значения:
Сухоразрядные напряженности
при оО гц 3,3 4,3 ^“^действ/^-^Ц
Мокроразрядные напряженно-
сти при 50 гц 2,3—2,6 кедейсТВ/с.и.
Импульсные разрядные напря-
женности — минимальные 5,6—
§ 12-2]
Проходные изоляторы
147
Z62(l±S0
Рис. 12-21. Маслобарьерный проходной изо-
лятор на напряжение 110 кв.
Рис. 12-22. Бумажно-масляный проходной
изолятор на напряжение 150 кв.
! — фарфоровая покрышка; 2 — масло; 3 — сер-
дечник: 4 — токоведущая трубка; 5 — маслоотбор-
иое устройство; 6 — изоляционная трубка- 7 —
фланец; 8 — шайба упора; S —зажим; 10- масло-
расшнритель; II — маслоуказатель; /2 — влаго-
поглотитель.
10*
148
Изоляция распределительных устройств
[Гл. 13
7,0 кв/см, при времени разряда
.2,0 мксек — 9,4—11,0 кв/см.
Большие значения напряженно-
стей относятся к изоляторам на на-
пряжение 110 кв, меньшие — к изо-
ляторам на напряжение 400 кв.
Маслобарьерные изоляторы по-
лучили широкое распространение
при напряжениях ПО кв и выше
в силу относительной простоты кон-
струкции, не требующей при изго-
товлении сложных технологических
операций. Их недостаток — относи-
тельно большие радиальные разме-
ры— стал особенно ощутимым при
переходе к более высоким напря-
жениям порядка 400—500 кв. В свя-
зи с этим имеется тенденция пере-
хода к более совершенным конст-
рукциям, а именно бумажно-масля-
ным конденсаторным изоляторам.
Конструкция бумажно-масляно-
го изолятора показана на
рис. 12-22. Основной изоляцией
в нем. служит пропитанный транс-
форматорным маслом бумажный
сердечник. Он располагается внутри
фарфоровых покрышек, которые
образуют резервуар, заполняемый
маслом. Бумажный сердечник, как
и в бакелитовом изоляторе, обра-
зуется путем наматывания большо-
го числа витков бумаги на токове-
дущий стержень. В процессе намот-
ки в него, как и в бумажно-баке-
литовый цилиндр, закладывают об-
кладки определенных размеров для
регулирования электрического поля.
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
13-1. ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ
НАПРЯЖЕНИЯ
ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
Изоляция электрооборудования
может быть разделена на две час-
ти. Та часть ее, где изолирующей
средой является жидкий или твер-
дый диэлектрик и электрическая
прочность которой определяется
пробоем промежутков в этой среде
или перекрытием в жидком диэлек-
трике по изолирующим плоскостям,
называется внутренней изоляцией.
К внутренней изоляции относятся,
например, изоляция обмоток транс-
форматора от бака и магнитопро-
вода, изоляция между обмотками
разного напряжения, изоляция ка-
тушек и витков обмоток, изоляция
токоведущих частей масляного вы-
ключателя от стенок бака и т. д.
Основным признаком внутренней
изоляции является практическая
независимость ее электрической
прочности от внешних атмосферных
условий (подробному рассмотре-
нию внутренней изоляции электро-
оборудования посвящен раздел 3).
Другая часть, где изолирующей
средой является атмосферный воз-
дух и электрическая прочность ко-
торой определяется пробоем воз-
душных промежутков или перекры-
тием в воздухе по изолирующим по-
поверхностям, называется внешней
изоляцией. К внешней изоляции от-
носятся, например, находящиеся
в воздухе поверхности вводов
в трансформаторы или выключате-
ли, воздушные промежутки между
разноименными фазами трансфор-
матора или аппарата. Отличитель-
ным признаком внешней изоляции
является зависимость ее электриче-
ской прочности от атмосферных
условий: от атмосферного давления,
от температуры и влажности воз-
духа.
Из-за разного характера изоля-
ции и различного влияния на ее
электрическую прочность атмосфер-
ных условий испытательные напря-
жения нормируются отдельно для
внутренней и Для внешней изоля-
ции.
В табл. 13-1 приведены импульс-
ные испытательные напряжения
электрооборудования с нормаль-
ной изоляцией по ГОСТ 1516-60.
Испытания производятся по так на-
§ 13-1 1
Испытательные напряжения электрооборудования
149
Таблица 13-1
Импульсные испытательные напряжения электрооборудования с нормальной
изоляцией (ГОСТ 1516-60)
Номинальное напряжение, квдедств Максимальное рабочее напряжение, *3действ Испытательные напряжения внут- ренней изоляции, квмя_.г Испытательные напряжения внешней изоляции. квмакс
Аппараты, трансформа- торы тока и испытыва- емые с возбуждением: трансформаторы сило- вые и напряжения н шун- тирующие реакторы Испытываемые без воз- буждения: трансформа- торы силовые и напря- жения и шунтирующие реакторы Трансформаторы и аппа- раты Полностью соб- ранные аппараты и трансформа- торы Изоляторы, испытывае- мые отдельно Промежутки между контак- тами одного и того же полю- са разъедини- телей, выклю- ча телей на- грузки в ра- зомкнутом по- ложении и между контак- тами предохра- нителей при вынутом патроне
Полная волна Срезан- ная волна Полная волна Сре- занная волна Полная волна Сре- занная волна
Полная волна
3 6 10 15 20 35 110 150 220 330* 500* 3,6 6,9 11,5 17,5 23 40,5 126 172 252 363 525 42 57 75 100 120 180 425 585 835 1 100 1 500 43,5 60 80 108 130 200 480 660 945 1 200/1 050** 1 675** 50 70 90 120 150 225 550 760 1 090 1 300 1 150** 1 800 42 57 75 100 120 185 460 630 900 1 150 50 70 9Э 120 150 230 570 785 1 130 1 350 44 60 80 105 125 1^5 480 660 950 1 200 1 500 52 73 100 125 158 240 600 825 1 190 1 400 1 800 50 65 90 115 140 220 570 790 1 100 1 450 1 900
1 000** 1 500 1 250** 1 800
разрядниками
с
магн?гтным
* Проект ГОСТ для электрооборудования, защищаемого вентильными
гашением.
** Для силовых трансформаторов и шунтирующих реакторов.
зываемому трехударному методу.
Сначала к испытуемому объекту
прикладывается 3 раза полная вол-
на с амплитудой, указанной в таб-
лице, затем — 3 раза срезанная вол-
на. Испытания внутренней изоля-
ции проводятся при обеих полярно-
стях напряжения. Испытания внеш-
ней изоляции рекомендуется прово-
дить лишь при волнах отрицатель-
ной полярности. Если во время ис-
пытаний не произойдет пробоя или
повреждения изоляции, то послед-
няя считается выдержавшей испы-
тания.
Поскольку изоляция должна
выдерживать воздействие атмо-
сферных перенапряжений, ограни-
ченных вентильным разрядником,
то при определении требований
к изоляции за основу берется оста-
ющееся напряжение разрядника со-
ответствующего номинального на-
пряжения (гл. 33, табл. 33-4). Га-
рантированная импульсная проч-
ность изоляции, т. е. амплитуда им-
пульса, которую изоляция может
многократно выдерживать во время
эксплуатации, устанавливается вы-
ше остающегося напряжения вен-
тильного разрядника:
(1,1 По,5-Ь 15) кв,
где t70 s — остающееся напряжение
разрядника при импульсном токе
5 /Шмакс (ДЛЯ разрядников до
330 кв).
При определении импульсного
испытательного напряжения для
внутренней изоляции учитывается
возможность накопления скрытых
дефектов в изоляции при воздейст-
вии на нее полными волнами, т. е.
так называемый кумулятивный эф-
фект. Для этого гарантированное
напряжение увеличивается на 10%.
Таким образом, импульсное испы-
тательное напряжение внутренней
150
Изоляция распределительных устройств
[Гл. 13
изоляции аппаратов оказывается
равным:
1,1 (1,1 ^о,б+15) кв.
При испытании трансформаторов
без возбуждения импульсное испы-
тательное напряжение повышается
на 0,5 UmM. Испытательные напря-
жения при срезанной волне прини-
маются на 20% больше, чем при
полной волне. Эта величина оказы-
вается достаточной для правиль-
ной координации изоляции транс-
форматоров и аппаратов с вольт-
секундной характеристикой вен-
тильных разрядников при малых
временах воздействия.
При определении импульсного
испытательного напряжения для
внешней изоляции принимается во
внимание, что оборудование с номи-
нальным напряжением до 330 кв мо-
жет работать на высоте до 1 000 м
над уровнем моря и при температу-
ре окружающего воздуха до 35° С.
Каждые 3° увеличения температу-
ры сверх нормальной, за которую
принимается 20° С, дают снижение
прочности на 1%. При 35° С проч-
ность оказывается на 5% меньше.
Увеличение высоты из-за падения
барометрического давления также
приводит к снижению прочности
внешней изоляции. Каждые 100 м
высоты дают снижение прочности
примерно на 1%- С учетом возмож-
ных изменений атмосферных усло-
вий в указанных пределах импульс-
ное испытательное напряжение
внешней изоляции определяется че-
рез гарантированную прочность
следующим образом:
1,Ш05+ 15
---О4~’ Кв‘
Испытательные напряжения внеш-
ней изоляции при срезанной волне
принимаются на 25% больше, чем
при полной волне.
Испытательные напряжения
внешней изоляции, указанные
в табл. 13-1, так же, как и в после-
дующих табл. 13-2 и 13-3, приведе-
ны к нормальным атмосферным
условиям: атмосферному давлению
760 мм рт. ст., температуре 20° С и
абсолютной влажности 11 г/м2. При
отклонении условий испытания от
нормальных необходимо внести по-
правки в величину испытательных
напряжений.
Испытательные напряжения про-
мышленной частоты по ГОСТ
1516-60 для электрооборудования
с нормальной изоляцией приведены
в табл. 13-2.
Испытания внешней изоляции при
промышленной частоте производят-
ся плавным подъемом напряжения
до указанной в таблице величины
(приведенной к атмосферным усло-
виям во время испытания) без по-
следующей выдержки по времени.
Испытания под дождем проводятся
при силе дождя 3 mmImuh, удель-
ном сопротивлении воды в преде-
лах 9 500—10 500 ом-см при угле
падения струй воды к горизонтали
в 45°.
При определении величины ис-
пытательных напряжений в этом
случае берется за основу величина
внутренних перенапряжений в уста-
новках данного номинального на-
пряжения, поскольку изоляция долж-
на эти перенапряжения безусловно
выдерживать. При переходе от рас-
четного уровня внутренних перена-
пряжений к испытательному напря-
жению под дождем делается по-
правка на несоответствие условий
испытания эксплуатационным усло-
виям.
При определении испытатель-
ных напряжений в сухом состоянии
учитывается возможное снижение
прочности из-за атмосферных усло-
вий. В результате испытательные
напряжения в сухом состоянии ока-
зываются на 20—30% больше, чем
испытательные напряжения под
дождем. Испытательное напряже-
ние в сухом состоянии является ос-
новной характеристикой оборудова-
ния, предназначенного для установ-
ки в закрытых помещениях.
При определении испытательно-
го напряжения для промежутков
между контактами одного и того же
полюса аппаратов, находящихся
§ 13-1 J
Испытательные напряжения электрооборудования
151
Таблица 13-2
Испытательные напряжения промышленной частоты (50 гц)
для электрооборудования с нормальной изоляцией (ГОСТ 1516-60)
Испытательное напряжение
изоляции (одноминутное),
квдейств
Испытательное (выдерживаемое) напряжение
при плавном подъеме для внешней изоляции,
квдейств
Промежутки между
контактами одного
и того же полюса
разъединителей и вы-
ключателей нагрузки
в разомкнутом со-
стоянии и между
контактами предо-
хранителей при вы-
нутом патроне
В сухом состоянии
Под
дождем
Аппа-
раты и
транс-
форма-
торы
Изоля-
торы,
испы-
тывае-
мые
от-
Аппараты,
трансфор-
маторы и
изоляторы
наружной
установки,
дельно
3,3 3,5 18 24 24 36 25 28 26 27 20
6 6,9 25 32 32 48 32 40 34 36 26
10 11,5 35 42 42 63 42 53 45 47 34
15 17,5 45 55 55 82 57 70 60 63 45
20 23 55 65 65 100 68 85 70 75 55
35 40,5 85 95 95 150 100 130 105 110 85
ПО 126 200 200 250 — 265 355 280 295 215
150 172 275 275 320 — 340 460 355 375 290
220 252 400 460 400 470 — 490 675 520 550 425
330* 363 460 600 630 890 670 700 550
575** 875**
500* 525 630 630 770 770 1 150 850 850 700
830** 1 180**
* Проект ГОСТ для электрооборудования, защищаемого вентильными разрядниками с магнитным
гашением.
** Между фазами.
в разомкнутом положении, прини-
мают во внимание, кроме всего, воз-
можность возникновения перена-
пряжения на одном из контактов
при наличии на другом из контак-
тов рабочего напряжения обратной
полярности с амплитудой 0,9
Внутренняя изоляция считается
выдержавшей испытания, если она
не повреждается при приложении
к ней испытательного напряжения
в течение 1 мин. Исследования по-
казали, что внутренняя маслобарь-
ерная изоляция трансформаторов
в относительно однородном электри-
ческом поле и при кратковременных
воздействиях внутренних перена-
пряжений имеет прочность на 30—
40% выше, чем при воздействиях
напряжения промышленной часто-
ты. Это позволило соответственно
снизить величину испытательных
напряжений промышленной частоты
для внутренней изоляции по срав-
нению с уровнем внутренних пере-
напряжений. Вместе с тем, как и
при импульсных испытаниях полной
волной, учтена возможность куму-
лятивного эффекта.
Если сопоставить требования,
предъявляемые к изоляции импульс-
ными испытаниями и испытаниями
напряжением промышленной часто-
ты, то оказывается, что фактические
размеры изоляции электрооборудо-
вания с номинальным напряжением
до 220 кв определяются главным об-
разом требуемой импульсной проч-
ностью, т. е. атмосферными перена-
пряжениями. При увеличении номи-
нального напряжения все более воз-
растает роль внутренних перенапря-
жений, которые, несмотря на умень-
шение расчетной кратности (табл.
11-3), растут по абсолютной величи-
не. Размеры изоляции электрообо-
рудования с номинальным напряже-
нием 330 и 500 кв определяются
152
Изоляция распределительных устройств
{Гл. 13
Таблица 13-3
Испытательные напряжения промышленной частоты (50 гц)
для электрооборудования с облегченной изоляцией (ГОСТ 1516-60)
Номинальное напряжение, Кбдейств Испытательное напряжение изоляции (одиоминутное). #вдейств Испытательное (выдерживаемое) напряжение при плавном подъеме для внешней изоляции. квдейств
Силовые трансфор- маторы Аппараты н измеритель- ные транс- форматоры Изоляторы, испытываемые отдельно В сухом состоянии Под дождем
Промежутки между контактами одного и того же полюса разъединителей, вы- ключателей нагрузки в разомкнутом со- стоянии н между кон- тактами предохрани- телей при вынутом патроне Промежутки и изоляторы полностью со- бранных трансформа- торов и аппа- ратов Аппараты, трансформа- торы и изо- ляторы наруж- ной установки
3 6 10 15 10 16 24 37 13 21 32 48 14 21 32 48 18 27 42 62 15 23 35 53 10 18 28 42
главным образом внутренними пе-
ренапряжениями.
Следует заметить, что не все
электроустановки связаны с воз-
душными сетями и подвергаются
воздействию атмосферных перена-
пряжений. Некоторые электроуста-
новки (обычно с номинальным на-
пряжением не более 15 кв), напри-
мер подстанции, работающие на ка-
бельную сеть, полностью огражде-
ны от воздействия атмосферных пе-
ренапряжений. Естественно, требо-
вания к изоляции электрооборудо-
вания таких установок определяют-
ся целиком внутренними перенапря-
жениями. Электрооборудование
в этих случаях может иметь облег-
ченную изоляцию, и для него нор-
мируются только испытательные на-
пряжения промышленной частоты
(табл. 13-3).
13-2. ИЗОЛЯЦИОННЫЕ
РАССТОЯНИЯ по ВОЗДУХУ
В РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ
УСТРОЙСТВАХ
При определении изоляционных
расстояний по воздуху между токо-
ведущими частями, а также от то-
коведущих до заземленных элемен-
тов распределительного устройства
(РУ) необходимо руководствовать-
ся приведенными в табл. 13-1 и 13-2
испытательными напряжениями,
установленными для электрообору-
дования, при этом для РУ напря-
жением до 220 кв за основу нужно
принимать импульсные испытатель-
ные напряжения, а для РУ 330 и
500 кв—-испытательные напряже-
ния промышленной частоты. Опре-
деление необходимой длины воз-
душных промежутков производится
по экспериментальным кривым раз-
рядных напряжений для промежут-
ков с типовыми электродами: стер-
жень— стержень или стержень —
плоскость. При большом расстоя-
нии между электродами в неодно-
родном поле разрядные напряже-
ния мало зависят от формы элек-
тродов, и с достаточной точностью
можно судить об электрической
прочности любого воздушного про-
межутка, зная разрядные напряже-
ния типовых промежутков.
Поскольку ошиновка РУ весьма
протяженна и вероятность пробоя
воздушных промежутков при такой
протяженности ошиновки повышает-
ся, вводится определенный коэффи-
циент запаса. Изоляционные рас-
стояния между фазами принимают-
ся на 10% больше, чем между фа-
Специальные изоляторы для районов с загрязненной атмосферой
153
зой и землей. Если ошиновка гиб-
кая, то изоляционные расстояния
должны быть увеличены с учетом
возможных сближений проводов
в пролете под действием ветра или
изменений температуры.
В целях обеспечения безопасно-
сти обслуживающего персонала
расстояния между фазой и землей
в тех местах, где это необходимо,
должны быть увеличены. Минималь-
ные расстояния от неогражденных
токоведущих частей до земли уве-
личиваются на 270 см, при этом
расстояние от нижней кромки фар-
фора изоляторов до земли должно
быть не меньше 250 см. Минималь-
ные расстояния между токоведущи-
ми частями и ограждениями, зда-
ниями или сооружениями увеличи-
ваются на 200 см. Минимальные
расстояния от токоведущих частей
до транспортируемого оборудова-
ния увеличиваются на 75 см.
Минимальные изоляционные рас-
стояния в свету для открытых РУ
3—500 кв, утвержденные Союзглав-
энерго (Решение № Э-17/60), при-
ведены в табл. 13-4.
Таблица 13-4
Минимальные изоляционные
расстояния в свету, мм,
от токоведущих частей до различных
элементов распределительных
устройств подстанций 3—500 кв
По условиям безопасности
персонала
3—10 200 220 2'900 2 200 950
20 300 330 3 000 2 300 1 050
35 400 440 3 100 2 400 1 150
ПО 900 1 000 3 600 2 900 1 650
150 1 300 1 400 4 000 3 300 2 050
220 1 800 2 000 4 500 3 800 2 550
330 2 500 2 800 5 200 4 500 3 250
500 3 750 4 200 6 450 5 750 4 500
ГЛАВА ЧЕТЫРНАДЦАТАЯ
СПЕЦИАЛЬНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ ДЛЯ РАЙОНОВ
С ЗАГРЯЗНЕННОЙ АТМОСФЕРОЙ
Разряд по загрязненной и
увлажненной поверхности изолято-
ров (см. гл. 7) развивается в виде
частичных дуг, возникающих на по-
верхности изолятора и удлиняю-
щихся по мере увеличения прило-
женного напряжения. Частичные
дуги возникают в местах наиболь-
шей плотности тока утечки или в ме-
стах случайного утоньшения загряз-
няющей пленки. Подсушенный
в этих местах током угечки участок
загрязняющего слоя приобретает
весьма большое сопротивление и
перекрывается частичной дугой.
Возникновение частичных дуг на
большом числе участков поверхно-
сти изолятора в конце концов при-
водит к его перекрытию.
Разряд по поверхности изолято-
ра оказывается затрудненным, если
загрязняющий слой имеет весьма
высокое сопротивление, ограничи-
вающее ток утечки. Очевидно, изо-
ляторы, предназначенные для рабо-
ты в загрязненных районах, должны
конструироваться таким образом,
чтобы слой загрязнения, оседающий
на их поверхности, обладал воз-
можно большим сопротивлением.
Сопротивление загрязняющего
слоя зависит, с одной стороны, от
химического состава осадка, толщи-
ны слоя и от степени его увлажне-
ния, с другой стороны, от конфигу-
рации и размеров загрязняемой по-
верхности изолятора: от формы
юбок, диаметра изолятора и от дли-
154
Специальные изоляторы для районов с загрязненной атмосферой [ Гл. 14
ны пути утечки, т. е. наикратчай-
шего расстояния между электрода-
ми по поверхности изолятора. При
относительном однообразии форм
современных изоляторов высокого
напряжения главным фактором,
характеризующим способность изо-
ляционной конструкции работать
в условиях загрязнения, является
длина пути утечки.
Нормальная изоляция, исполь-
зуемая в районах, удаленных от ис-
точников загрязнения (химических
и металлургических заводов, морей
и т. д.), имеет отношение длин пу-
ти утечки к наибольшему линейпо-
Рис. 14-1. Подвесные изоляторы для райо-
нов с загрязненной атмосферой.
а — для отяжных гирлянд; бив — для подвйс-
ных гирлянд.
му рабочему напряжению не менее
1,5 см/кв. Для установок, подверга-
ющихся загрязнению, такая изоля-
ция оказывается непригодной.
В этих случаях применяется уси-
ленная грязестойкая изоляция, име-
ющая отношение длины пути утеч-
ки к наибольшему рабочему напря-
жению не менее 2,25 см/кв. В боль-
шинстве случаев применение уси-
ленной изоляции дает положитель-
ный результат в эксплуатации.
В редких особо тяжелых случаях
загрязнения осадками, дающими
высокие поверхностные проводимо-
сти, приходится применять более
частую обтирку или обмывку изо-
ляторов, делать закрытые подстан-
ции или мириться с некоторым ко-
личеством перекрытий изоляции
в течение года.
Высокое отношение длины пути
утечки к наибольшему рабочему
напряжению может быть достигну-
то применением специальных изоля-
торов с повышенной длиной пути
утечки или же, если речь идет о гир-
ляндах или колонках изоляторов,
увеличением числа элементов.
На рис. 14-1 показаны подвес-
ные изоляторы для загрязняемых
районов. Изолятор по рис. 14-1,а
нашел широкое распространение
для натяжных гирлянд. Он имеет
повышенную длину пути утечки, и,
кроме того, все его поверхности лег-
ко доступны очищающему действию
дождя и ветра. Для подвесных гир-
лянд применяются изоляторы
рис. 14-1,6, в. У первого из них реб-
ра расположены на наружной по-
верхности и благодаря этому хоро-
шо очищаются дождем и ветром.
У второго изолятора увеличение
длины пути утечки осуществлено
сильным развитием ребер на ниж-
ней поверхности тарелки.
Аналогично развивается поверх-
ность и увеличивается длина пути
утечки у штыревых опорных изоля-
торов для загрязняемых районов
(рис. 14-2).
Эффективность применения спе-
циальных изоляторов иллюстриру-
ется рис. 14-3. При одинаковой сте-
Специальные изоляторы для районов с загрязненной атмосферой
155
Рис. 14-2 Опорный штыревой
изолятор для районов с загряз-
няемой атмосферой.
пени загрязнения и увлажнения
разрядные напряжения специаль-
ных изоляторов приблизительно
в 1,5 раза выше, чем у нормальных.
Однако, как уже говорилось, и при
нормальных изоляторах путем уве-
личения количества элементов
в гирляндах и колонках и удлине-
ния рубашек проходных изоляторов
можно добиться того же результа-
та. Например, из рис. 14-3 видно,
что разрядное напряжение гирлян-
ды из семи специальных изоляторов
(рис. 14-1,6) при одинаковом за-
грязнении равно разрядному напря-
жению гирлянды из 11 стандартных
изоляторов типа П-4,5.
В случае тяжелых условий за-
грязнения для повышения разряд-
ных напряжений аппаратных изоля-
торов может быть применен подо-
грев поверхности изолятора. В ре-
зультате подогрева оседающая на
поверхности влага быстро испаря-
ется, и грязь на изоляторе остает-
ся сухой, а значит, не представляю-
щей опасности. Следует отметить,
что загрязнение сухой поверхности
изолятора затрудняется.
Интересно, что подтверждение
этому дает опыт эксплуатации
обычных маслонаполненных проход-
ных изоляторов силовых трансфор-
маторов и выключателей в загряз-
няемых районах. Известно, что поч-
ти не наблюдается перекрытий
изоляторов трансформаторов, в то
время как изоляторы масляных вы-
ключателей перекрываются сравни-
тельно часто. Это может быть объ-
яснено только подогревом транс-
Рис. 14-3. Разрядное напряжение гирлянд и
колонок из изоляторов различных кон-
струкций при загрязнении топочными уно-
сами величиной 10 мг)смг в зависимости от
количества изоляторов.
I — специальный опорный изолятор (рис. 14-2);
2— специальный изолятор (рис. 14-1,6); 3 — то же
(рис. 14-1,е); 4 — стандартный изолятор П-4,5.
Рис. 14-4. Проходной изолятор
для загрязняемых районов
с подогревом.
156 Электрические характеристики изоляторов при постоянном напряжении [Гл. 15
форматорных вводов маслом, имею-
щим повышенную температуру при
работе трансформатора.
Подогрев легко осуществляется
в опорных изоляторах с внутренней
воздушной полостью или с внутрен-
ней полостью, заполненной маслом,
и в проходных маслонаполненных
изоляторах. Конструкция проходно-
го изолятора с обогревательным
устройством (рис. 14-4) отличается
от нормального изолятора только
тем, что экран заменен экраном-на-
гревателем 1, а в промежуточной
камере имеется дополнительная вы-
водная коробка 2 от нагревателя.
Мощность нагревателей невелика
(для изоляторов ПО кв 600 вт),
а расход энергии совсем незначите-
лен, поскольку они включаются
только при опасных метеорологиче-
ских условиях, т. е. в течение 20—
30 суток в году. Кроме того, этот
расход энергии почти полностью по-
крывается уменьшением токов утеч-
ки по изоляторам при их подогреве.
ГЛАВА ПЯТНАДЦАТАЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ИЗОЛЯТОРОВ
ПРИ ПОСТОЯННОМ НАПРЯЖЕНИИ
Распределение напряжения по
изоляторам гирлянды или колонки
при постоянном напряжении в от-
личие от переменного, определяется
в основном сопротивлениями утеч-
ки изоляторов, зависящими от
влажности окружающего воздуха.
Величина удельного поверхностного
сопротивления фарфора в сухом,
чистом состоянии сильно зависит от
влажности воздуха, уменьшаясь при
изменении относительной влажно-
сти от 0 до 90% с 1012 до 108 ом.
Соответственно с увеличением влаж-
ности растут токи утечки по поверх-
ности изоляторов и распределение
напряжения все более выравнивает-
ся. Если поверхностное сопротивле-
ние изоляторов по каким-либо при-
чинам (неоднородность глазури,
большое переходное сопротивление
между арматурой и изолятором)
резко неодинаково, то можно ожи-
дать значительной неравномерности
распределения напряжения. Вырав-
нивать распределение напряжения и
тем самым предотвращать возник-
новение короны на перегруженных
частях изолятора или на отдельных
изоляторах, соединенных последова-
тельно при постоянном напряжении,
можно только путем изменения по-
верхностной проводимости. Послед-
нее может быть осуществлено по-
средством применения полупрово-
дящей глазури.
Сухоразрядные напряжения изо-
ляторов при постоянном напряже-
нии, так же как и при переменном,
близки к разрядным напряжениям
воздушных промежутков стержень—
стержень или стержень — плоскость
при разрядном расстоянии послед-
них, равном сухоразрядному рас-
стоянию изоляторов.
Электрическое поле изоляторов
определяется не только формой
электродов и объемными зарядами
в окружающем воздухе (как у воз-
душных промежутков), но и заря-
дами, оседающими на поверхности.
Распределение зарядов зависит
от формы этой поверхности и от
влажности окружающего воздуха,
которая влияет на поверхностное
сопротивление изоляторов. Этим, пэ-
видимому, и объясняется более
сильное влияние ребер на поверхно-
сти изоляторов на их разрядное на-
пряжение при постоянном напряже-
нии. На рис. 15-1 приведены разряд-
ные напряжения, полученные для
моделей изоляторов при установке
их на металлическом листе или на
изолирующей подставке, т. е. при
форме поля, приближающейся
в первом случае к форме поля меж-
ду электродами стержень — плос-
Электрические характеристики изоляторов при постоянном напряжении
157
Рис. 15-1. Разрядное напряжение при по-
стоянном и переменном напряжении моде-
лей изоляторов, установленных на металли-
ческой плоскости или на изолирующей под-
ставке при разном расположении ребер на
поверхности.
кость, а во втором — между элек-
тродами стержень — стержень. Мо-
дели изоляторов имели одинаковую
высоту, но отличались количеством
и расположением ребер.
Как видно из этого ри-
сунка, наибольшее влия-
ние на разрядное напря-
жение оказывают ребра,
расположенные около
электродов.
Существенная особен-
ность развития разряда
по чистой и сухой по-
верхности изоляторов при
постоянном напряжении
заключается в малой за-
висимости разрядного на-
пряжения от поверхност-
ной емкости. Поэтому на-
пряжение перекрытия
изоляторов, величина по-
верхностной емкости у ко-
торых большая, при по-
стоянном напряжении вы-
ше, чем при переменном.
Разрядное напряже-
ние гирлянд из подвес-
ных изоляторов при по-
стоянном напряжении
почти равно амплитудному
значению разрядного напря-
жения при 50 гц.
Развитие разряда по изо-
ляторам под дождем сопро-
вождается значительными
предразрядными токами утеч-
ки по их поверхности. В мес-
тах наибольшей плотности то-
ков утечки или в местах, слабо
смачиваемых дождем, к кото-
рым приложена большая часть
напряжения, возникают ча-
стичные дуги, которые по ме-
ре увеличения приложенного
напряжения удлиняются до
перекрытия всей поверхности
изолятора. Так как при посто-
янном напряжении дуги более
устойчивы, то развитие разряда
облегчается. Поэтому мокроразряд-
ные напряжения изоляторов при по-
стоянном напряжении ниже, чем
при переменном напряжении про-
мышленной частоты.
На рис. 15-2 приведено отноше-
ние мокроразрядного напряжения
при постоянном напряжении к ам-
плитудному значению мокроразряд-
-370
Рис. 15-2. Соотношение между величинами мокрораз-
рядного напряжения при постоянном и переменном на-
пряжении при разной форме изоляторов.
158
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
ного напряжения при 50 гц для
различных типов изоляторов. Из
этого рисунка видно, что соотноше-
ние мокроразрядных напряжений
при постоянном и переменном токе
зависит от конструкции изоляторов.
Наиболее низко это отношение
у стержневых изоляторов, у кото-
рых разрядное напряжение при по-
стоянном напряжении приблизитель-
но равно действующему значению
мокроразрядного напряжения при
50 гц.
Эксплуатационное напряжение
для данного типа изоляторов мож-
но приближенно найти делением
абсолютной величины мокроразряд-
ного напряжения при постоянном
напряжении пополам. Например,
гирлянда из семи изоляторов типа
П-4,5, применяемая при переменном
напряжении ПО кв, имеет мокро-
разрядное напряжение 260 квдейств,
т. е. около 370 квыакс- Из рис. 15-2
имеем соотношение мокроразряд-
ных напряжений около 0,75, т. е.
разрядное напряжение такой гир-
лянды при постоянном напряжении
будет около 280 кв. Чтобы на та-
кой гирлянде не возникало частич-
ных разрядов при дожде, эксплуа-
тационное постоянное напряжение
ее не должно быть выше 280:2 =
= 140 кв. Это напряжение несколь-
ко ниже амплитудного значения пе-
ременного напряжения, при кото-
ром применяются такие гирлянды.
Ориентировочно можно считать, что
внешняя изоляция установок посто-
янного напряжения примерно соот-
ветствует изоляции установок пере-
менного тока с амплитудным на-
пряжением, равным постоянному
напряжению.
Грязестойкость изоляторов, ра-
ботающих при постоянном напря-
жении, достигается, так же как и
при переменном напряжении, уве-
личением пути утечки. Отношение
длины пути утечки к рабочему на-
пряжению для изоляторов, работа-
ющих в условиях слабых загрязне-
ний, должно быть не меньше
1,5 см!кв. Для изоляторов, работа-
ющих при загрязнениях значитель-
ной интенсивности, это отношение
должно быть 2,5 см]кв.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ИЗОЛЯЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ, ГЕНЕРАТОРОВ,
КАБЕЛЕЙ И КОНДЕНСАТОРОВ
ГЛАВА ШЕСТНАДЦАТАЯ
изоляция СИЛОВЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
16-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Изоляция силовых трансформа-
торов, особенно при наибольших
номинальных напряжениях, являет-
ся весьма сложной изоляиионнной
конструкцией. Отдельные элементы
обмотки трансформатора (витки,
катушки или слои) должны изоли-
роваться друг от друга и ст земли,
т. е. от магнитопровода, бака и об-
мотки низшего напряжения. Пер-
вый вид изоляции называется про-
дольной, второй — главной или по-
перечной изоляцией. Основной изо-
лирующей средой как для главной,
так и для продольной изоляции яв-
ляется трансформаторное масло
в сочетании с твердыми диэлектри-
ками (электрокартон, бакелит, бу-
мага, хлопчатобумажная изоляция
обмоточных проводов и др.).
В гл. 12 на примере проходных
изоляторов мы уже познакомились
с рядом преимуществ, которые име-
ет комбинация твердых и жидких
диэлектриков. В трансформаторной
изоляции следует различать три ос-
новных вида применения твердых
§ 16-1]
Общие сведения
159
диэлектриков в масле: покрытие,
изолирование и перегородки (барь-
еры).
Покрытием называется относи-
тельно тонкий (не более 1—2 мм)
слой из твердого изоляционного ма-
териала (обычно это бумага или
изоляционный лак), плотно облега-
ющий металл электрода и не изме-
няющий существенно напряженно-
сти электрического поля в его ок-
рестности. Это мероприятие являет-
ся весьма эффективным при про-
мышленной частоте, особенно в том
случае, когда масло загрязнено во-
локнами и влагой. Влияние покры-
тия иллюстрируется кривыми
рис. 16-1, полученными в масле по-
ниженной электрической прочности.
Из кривых следует, что покрытие
особенно эффективно при слабой не
однородности поля (малое расстоя-
ние между электродами), когда уве-
личение пробивного напряжения за
счет покрытия достигает 50% и бо-
лее. Благоприятное влияние покры-
тия электродов связано с резким
уменьшением вероятности образова-
ния устойчивых проводящих мости-
ков, так как проводящие частицы
не удерживаются на поверхности
покрытого диэлектриком электрода.
Изолирование отличается от по-
крытия значительно большей тол-
щиной слоя диэлектрика (до десят-
ков миллиметров), наличие которо-
го существенно уменьшает напря-
женность поля в окрестности элек-
трода. В противоположность покры-
тию изолирование целесообразно
применять в сильно неоднородных
полях, где эта мера способствует
выравниванию распределения элек-
трического поля. С изолированием
электродов мы уже встречались
в гл. 12.
Барьеры в трансформаторах вы-
полняются из электрокартона, из-
делий из бакелизированной бумаги
или ткани в виде досок, цилиндров,
трубок, шайб и других фасонных де-
талей. Барьеры применяются как
в слабонеоднородных, так и в рез-
конеоднородных полях, однако их
роль при этом различна.
Рис. 16-1. Влияние покрытия электродов
тонким слоем диэлектрика при 50 гц. Элек-
троды — параллельные цилиндры.
1 — диаметром 3 мм без покрова; 2 — диаметром
10 мм без покрова, 3 — диаметром 3 мм с покро-
вом двумя слоями кабельной бумаги; 4 — дкаыет-
ром 10 мм с покровом двумя слоями кабельной
бумаги. Прочность масла по нормам
26—28 ^вдействА5 мм (по Панову
и Борисоглебскому).
В резконеоднородном поле пе-
регородки из твердого диэлектрика
в масле играют такую же роль, как
рассмотренные в гл. 4 барьеры в га-
зовом промежутке, поэтому их сле-
дует помещать в области с макси-
мальной напряженностью поля. Из
кривых рис. 16-2 видно, что тонкие
барьеры в масле при 50 гц увеличи-
вают пробивное напряжение в 2 и
более раз, т. е. приблизительно так
же, как и в воздухе. Однако при
наличии барьера ионизация в обла-
сти наибольших напряженностей
поля возникает при напряжениях
значительно ниже пробивного. Дли-
тельное существование ионизации
недопустимо, так как она не только
разлагает масло, но приводит и к
постепенному разрушению барьера.
Поэтому этот метод может приме-
няться только для повышения про-
бивных напряжений при кратковре-
менных воздействиях (перенапря-
жениях).
На рис. 16-2 приведены данные,
относящиеся к плоским барьерам,
которые обеспечивают наибольшее
выравнивание поля между барье-
160
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
Рис. 16-2. Влияние тонких плоских барье-
ров на пробивное напряжение масла в рез-
ко неоднородном поле при 50 гц. Барьер—лист
из электрокартона толщиной 2,5 мм. Проч-
ность масла по нормам 18 кедейств/2,5 мм
(по Панову и Борисоглебскому).
ром и плоскостью. Такой барьер
должен иметь большие размеры,
чтобы предотвратить разряд через
край барьера. В реальных конст-
рукциях трансформаторов из-за
стремления ограничить размеры
изоляции приходится применять
барьеры фасонной формы, которые
в меньшей степени выравнивают
поле. Для того чтобы при этом со-
В сравнительно однородных по-
лях барьеры в основном выполня-
ют другую функцию, препятствуя
образованию проводящих мостиков
в масле. Поэтому в чистом масле
влияние барьеров относительно не-
велико, но при появлении в масле
волокнистых примесей, с которыми
в эксплуатации всегда необходимо
считаться, защитное действие барь-
еров значительно возрастает. Уве-
личение минимального пробивного
напряжения за счет применения
барьера в слабонеоднородном поле
иллюстрируется кривыми рис. 16-3.
Все сказанное выше относится
к тонким барьерам, толщина кото-
рых значительно меньше промежут-
ков в масле. Если толщина барье
ров делается соизмеримой с масля-
ными промежутками, их влияние
может оказаться отрицательным
вследствие возрастания напряжен-
ности электрического поля в масле,
имеющем меньшую диэлектриче-
скую проницаемость по сравнению
с твердыми диэлектриками. Вместе
с тем барьеры нельзя делать слиш-
ком тонкими, прежде всего из со-
ображений механической прочно-
сти. Кроме того, при образовании
проводящих мостиков, даже если
они существуют только короткое
время, большая часть напряжения
прикладывается к барьерам, кото-
хранилась достаточно высокая элек-
трическая прочность, при наиболь-
ших номинальных напряжениях
устанавливается несколько барье-
Рис. 16-3. Влияние тонких плоских барьеров на пробивное напряжение масла
в сравнительно однородном поле при 50 гц. Барьер — лист из электрокартона
толщиной 2,5 льм; прочность масла по нормам 20—25 кв/2,5 мм
(по Панову и Борисоглебскому).
% 16-2]
Конструкция изоляции силовых трансформаторов
161
Рис. 16-4. Средние значения напряжения
поверхностного разряда в масле при 50 гц
в устройствах с малой и большой нор-
мальной составляющей напряженности элек-
трического поля.
внутренней обмотки класса изо-
ляции до 35 кв включительно.
1 — стержень магнитопровода; 2 —
изоляционный цилиндр; 3 — обмот-
ка; 4 — ярмо; 5 — ярмовая изоляция.
большую электрическую прочность.
Поэтому в трансформаторной изо-
ляции применяются, как правило,
барьеры толщиной 4—9 мм.
Твердые диэлектрики в транс-
форматорной изоляции часто вы-
полняют чисто механические функ-
ции. Вдоль таких диэлектриков воз-
можен поверхностный разряд в мас-
ле. Разрядные напряжения по по-
верхности твердого диэлектрика
в масле, так же как и в воздухе
(см. гл. 7), сильно зависят от фор-
мы электрического поля и в первую
очередь от наличия нормальной со-
ставляющей напряженности элек-
трического поля. Это хорошо видно
из кривых рис. 16-4, где показаны
разрядные напряжения изоляцион-
ных конструкций двух типов. Как
видно, наличие нормальной состав-
ляющей напряженности электриче-
ского поля значительно снижает
разрядное напряжения.
16-2. КОНСТРУКЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ
СИЛОВЫХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
На рис. 16-5 показано принципи-
альное устройство главной изоля-
ции трансформаторов напряжением
35 кв и ниже. Эта изоляция состоит
из масляного канала, подразделен-
ного одним барьером. Наибольшая
напряженность поля имеет место на
краю обмотки высокого напряже-
ния, поэтому цилиндр 2 и шайба 5
должны иметь достаточные разме-
ры для того, чтобы затруднить раз-
витие разряда из этой точки. Основ-
ные размеры изоляции приведены
в табл. 16-1.
Таблица 16-1
Основные размеры главной изоляции
трансформаторов
Класс на- пряже- ния об- мотки А В Число ци- линдров и их тол- щина Испытатель- ное напряже- ние, ^8действ
Расстоя- ние до стержня Расстоя- ние до ярма
3—6 8—10 20—25 1X2,5 25
10 10—12 25—30 1X3 35
35 27—30 70—80 1X5 85
НО 57—67 НО 2X6 200
150 95—110 180 3X6 275
220 130 260 4X6 400
Примечание. Размеры В для трансфор-
маторов 110 — 220 кв указаны для ввода на пряже
ния в начало обмотки. При вводе напряжения в се-
редину обмотки и работе трансформатора в сети
с заземленной нейтралью размер В, например, для
трансформаторов 220 кв может быть уменьшен до
ПО мм, для трансформаторов НО кв — до 70 —
80 мм.
На рис. 16-5 не показана обмот-
ка низшего напряжения. Изоляция
относительно этой обмотки выпол-
няется так же, как и изоляция от-
носительно стержня магнитопро-
вода.
При более высоких напряжениях
неоднородность поля на краю об-
мотки высокого напряжения возра-
стает, в связи с чем конструкция
11—314
162
Изоляция силовых трансформаторов
[ Гл. 16
Ярмо
Рис. 16-6. Конструкция главной изоляции ПО
тательным напряжением 230 кв.
е к. — емкостное кольцо.
этого узла изоляции существенно
усложняется. На рис. 16-6 показана
конструкция главной изоляции
трансформатора НО кв. Неблаго-
приятные условия на краю обмотки
заставляют применять угловые
шайбы, исключающие возможность
развития разряда с края обмотки
по чисто масляному промежутку.
По всем возможным путям разряда
расположено два или более барье-
ров из твердого диэлектрика. Для
более высоких напряжений прихо-
дится применять еще большее ко-
личество угловых шайб и цилинд-
ров Конструкция обмотки становит-
ся весьма сложной.
В трансформаторах, предназна-
ченных для работы в системах
с заземленной нейтралью, изоляция
может быть существенно упрощена,
если осуществить ввод напряжения
в середину обмотки. В этом случае
обмотка подразделяется на две
(или четыре) параллельные ветви,
начала которых объеди-
нены в середине обмотки
и присоединены к вводу.
Концы ветвей всех фаз
объединяются вместе и
образуют нейтраль транс-
форматора. Так как в си-
стемах с заземленной
нейтралью напряжение на
нейтралях всех трансфор-
маторов невелико, изоля-
ция конца обмотки отно-
сительно земли может
выполняться ослаблен-
ной. Таким образом, са-
мые неблагоприятные с
точки зрения формы элек-
трического поля места
обмотки находятся под
наименьшими напряже-
ниями относительно зем-
ли, что значительно облег-
чает конструирование
изоляции. В качестве
примера на рис. 16-7 при-
веден эскиз внутреннего
кв с испы- устройства трехобмоточ-
ного трансформатора
220/110/35 кв, у которого
обмотка 220 кв имеет
ввод в середину. Ослабление изо-
ляции нейтралей обмоток 220 и
НО кв производится на одну сту-
пень, например, нейтраль обмотки
220 кв изолируется так же, как ли-
нейный ввод обмотки 110 кв. При
этом возможно разземление нейтра-
ли у части трансформаторов с
целью ограничения токов короткого
замыкания, однако в нейтралях та-
ких трансформаторов устанавли-
ваются вентильные разрядники,
удовлетворяющие требованиям по
напряжению зажигания, остающе-
муся напряжению и напряжению
гашения (см. гл. 33).
В табл. 16-1 приведены получен-
ные на основании эксперименталь-
ных данных основные размеры мас-
лобарьерной изоляции, принятые
в Советском Союзе.
В последнее время в практике
трансформаторостроен ия, помимо
обычной маслобарьерной изоляции,
применяется также изоляция, вы-
§ 16-2]
Конструкция изоляции силовых трансформаторов
163
Рис. 16-8. Устройство изоляции
автотрансформатора 220/400 кв
ф. Эрликон.
1 — третичная обмотка 16 кв (спираль-
ная однослоевая); 2— регулировочная
обмотка (слоевая); 3, 4 — обмотки 220
и 400 кв (катушечная).
Ярма
Рис. 16-7. Эскиз изоляции трехобмоточного транс-
форматора с обмоткой ВН на 220 кв (£/Исп = 460 кв)
с вводом в середине.
ВН — обмотка высшего напряжения; НН —- обмотка низше-
го напряжения; СН — обмотка среднего напряжения.
вода имеют, как правило,
хлопчатобумажную оплетку,
которая и служит изоляцией
между витками. Изоляция
между катушками или меж-
ду слоями выполняется ли-
бо из кабельной бумаги, ли-
бо в виде масляных кана-
полненная в основном из кабельной
бумаги. На рис. 16-8 показано
устройство изоляции автотрансфор-
матора 220/400 кв швейцарской
фирмы Эрликон. Обмотка 400 кв
этого автотрансформатора имеет
ввод в середину и обычную масло-
барьерную изоляцию. Обмотка
220 кв и регулировочные обмотки
выполнены с изоляцией из кабель-
ной бумаги, которой придается
сложная форма, предотвращающая
возникновение разрядов на краю
обмотки.
Продольная изоляция трансфор-
маторов устроена в общем анало-
гично главной. Применяемые
в трансформаторах обмоточные про-
лов с перегородками из твер-
дых диэлектриков. На приведенных
выше рис. 16-6 и 16-7, помимо глав-
ной изоляции, показано также
устройство междукатушечной изоля-
ции. Однако определение необходи-
мых изоляционных расстояний для
междукатушечной изоляции требу-
ет дополнительного рассмотрения.
Для изоляторов, о которых шла
речь в предыдущих разделах, воз-
действующие на отдельные части
изолятора напряжения полностью
определяются перенапряжениями,
возникающими в системе. В транс-
форматорах под действием перена-
пряжений возникают переходные
процессы, характер которых сильно
зависит от внутреннего устройства
11*
164
Изоляция силовых. трансформаторов
[Гл. 16
трансформатора. Поэтому напря-
жения, воздействующие на отдель-
ные элементы трансформаторной
изоляции, зависят не только от ве-
личины перенапряжения, но и от
конструкции самой обмотки. Это
в особенности относится к продоль-
ной изоляции, напряжения на кото-
рой могут быть снижены в несколь-
ко раз путем рационального конст-
руирования трансформатора. Для
того чтобы понять идеи такого ра-
ционального конструирования, не-
обходимо хотя бы кратко ознако-
миться с переходными процессами
в обмотках трансформаторов, кото-
рые рассматриваются в следующем
параграфе.
16-3. ПЕРЕХОДНЫЕ ПРОЦЕССЫ
В ОБМОТКАХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Суммарная длина провода в об-
мотках трансформаторов высокого
напряжения достигает нескольких
километров, поэтому при включении
обмотки толчком к источнику на-
пряжения в обмотке возникают вол-
новые процессы, имеющие некото-
рую аналогию с волновыми процес-
сами в линиях электропередачи. Од-
нако схема замещения обмотки
трансформатора, показанная на
рис. 16-9, значительно сложнее схе-
мы замещения линии. Благодаря то
му, что провод обмотки навивается
вокруг магнитопровода, появляются
два дополнительных параметра схе-
мы замещения — емкость между со-
седними витками или катушками К
(продольная емкость) и взаимная
индуктивность М(х) каждого витка
со всеми остальными витками об-
Рис. 16-9, Схема замещения трансформато-
ра при импульсных воздействиях.
мотки. Обычно под величинами L,
С и К понимают средние значения
индуктивности, емкости относитель-
но земли и продольной емкости на
единицу длины обмотки и представ-
ляют трансформатор в виде схемы
с распределенными параметрами.
Это является определенным прибли-
жением, так как в действительно-
сти схема замещения трансформа-
тора должна была бы представлять
цепочку с ограниченным числом
элементов, равным числу витков об-
мотки. Наибольшие трудности, ко-
торые встречаются при анализе пе-
реходных процессов в обмотках
трансформаторов, связаны с пра-
вильным учетом взаимоиндукции,
который осуществлен в достаточно
полном виде только в самое послед-
нее время. Поскольку такой анализ
весьма сложен и его невозможно
даже в сокращенном виде привести
в учебнике по общему курсу, мы
ограничимся качественным рассмот-
рением процесса, иллюстрируя его
математическими выкладками лишь
в простейших случаях.
а) Начальное распределение
напряжения вдоль обмотки
трансформатора
Предположим, что на трансфор-
матор воздействует прямоугольная
волна напряжения с амплитудой Uo.
В первый момент времени (t=0)
индуктивности обмотки не пропу-
скают тока, поэтому наличие вза-
имных индуктивностей не играет
никакой роли, и схема замещения
трансформатора для этого момента
времени состоит только из емкостей
С и К. Для чисто емкостной схемы
можно написать два уравнения:
К
заряд на емкости
(16.1)
заряд на емкости С dx равен прира-
щению заряда Q
dQ=CdxU или (16-2)
§ 16-31
Переходные процессы в обмотках трансформаторов
165
Из (16-1) и (16-2) следует диф-
ференциальное уравнение для напря-
жения относительно земли:
^---^-17 = 0, (16-3)
dx* К
которое имеет общее решение
U = Аеах + Ве~ах, (16-4)
где
4 • (16-5)
Постоянные интегрирования А и
В определяются из граничных уело-
вий, т. е. из условий в начале и кон-
це обмотки. В начале обмотки (х=
= 0) всегда напряжение равно Uo.
Для конца обмотки (нейтраль транс-
форматора) граничные условия бу-
дут различными в зависимости от
режима нейтрали. При заземленной
нейтрали напряжение на ней (т. е.
при х—1, где I — длина обмотки)
будет равно нулю. При изолирован-
ной нейтрали в конце обмотки (х=
= /) должен быть равен нулю про-
. / dU _,
дольный ток (-^- = UI. Использова-
ние этих граничных условий дает
следующие законы начального рас-
пределения напряжения вдоль об-
мотки трансформатора.
Заземленная нейтраль
который определяется отношением
суммарной емкости обмотки относи-
тельно земли к суммарной продоль-
ной емкости (т. е. к емкости между
крайними витками обмотки).
Для современных трансформато-
ров среднее значение (а/)ср10 и
во всяком случае al > 5. Поэтому
в (16-6) и (16-7) всегда eal > ё~а‘.
Для большей части обмотки <
<0,8^ справедливо также неравен-
-т)
ство е е . Напри-
мер, для al = 10 и -^-= 0,8
е ' ;=е2 = 7,4, в то время
-т)
каке =е~2=0,135. Поэтому
для значительной части обмотки,
примыкающей к началу, распределе-
ние напряжения практически одина-
ково как для изолированной, так и
для заземленной нейтрали и прибли-
женно выражается формулой
—а/ —
17 = £7О<? ‘ . (16-9)
На рис. 16-10 показано началь-
ное распределение напряжения, по-
строенное для частного случая al—
= 5. Из кривых рис. 16-10 следует,
(16-6)
Изолированная нейтраль
Рис. 16-10. Начальное распределение на-
пряжения по обмотке, имеющей al—5.
а-и изолированная нейтраль; б — заземленная
нейтраль.
Из этих формул видна большая роль
параметра
166
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
что в начальный момент времени
распределение напряжения вдоль
обмотки крайне неравномерно, при-
чем значительная часть напряжения
прикладывается к первым элемен-
там обмотки. Максимальный гра-
диент напряжения имеет место в на-
чале обмотки и равен:
=[/оа = ^а/, (16-10)
т. е. он в al раз больше градиента,
который имел бы место при равно-
мерном распределении напряжения.
Поэтому, если, например, трансфор-
матор имеет а/=10, а приложенное
напряжение U0=5 U$, что соответ-
ствует импульсному испытательно-
му напряжению трансформаторов
220 кв (гл. 13), то по сравнению
с нормальным режимом напряже-
ние на продольной изоляции в на-
чальной части обмотки возрастает
в 50 раз.
Рис. 16-11. Характерная форма
импульсных напряжений меж-
ду катушками обмотки транс-
форматора типа ОМТ-6667/110.
/ — первый канал; 2 — третий ка-
нал; 3 — пятый канал; 4 — седьмой
канал; 5 — градуировка.
б) Градиенты напряжения
на продольной изоляции обмотки
Из сказанного выше, казалось бы,
следует, что опасные перенапряже-
ния на продольной изоляции имеют
место только ,в небольшом начальном
участке обмотки. Так, например, для
трансформатора, имеющего а/=10,
при -у-=0,1 градиент напряжения
снижается почти в 3 раза, а при
-^-=0,2 — более чем в 7 раз. В соот-
ветствии с этим изоляция между
первыми витками и первыми ка-
тушками обмотки выполняется обыч-
но с повышенной электрической
прочностью. Однако, как показыва-
ет опыт эксплуатации, у таких
трансформаторов не исключена воз-
можность пробоя продольной изо-
ляции в других участках обмотки.
Непосредственные измерения
напряжений на продольной изоля-
ции (градиентов) при воздействии
на трансформатор импульсной вол-
ны показывают, что эти перена-
пряжения имеют значительную ве-
личину вдоль всей обмотки. Как
видно из осциллограмм рис. 16-11,
градиенты в обмотке имеют форму
весьма кратковременных импуль-
сов, причем в удаленных частях
обмотки они возникают позже, чем
в начале. Это обстоятельство по-
зволило Е. С. Фриду создать весь-
ма простую методику расчета гра-
диентных перенапряжений в произ-
вольной точке обмотки. Для обо-
снования этой методики рассмотрим
два соседних витка обмотки
(рис. 16-12), в которых при /=0
под действием приложенного к об-
мотке импульса произошло разде-
ление зарядов, которые и создают
электрическое поле в продольной
Рис. 16-12. Разделение зарядов
в двух соседних витках.
§ 16-31
Переходные процессы в обмотках трансформаторов
167
изоляции. На основании (16-1) и
(16-9) этот заряд
—0.1 -г-
\Q\ = K-^=KaUoe
а градиент в обмотке
—ос/ —
'.(IMl)
Если некоторый заряд q поме-
стить на провод линии, то, как из-
вестно, этот заряд разделится на
две равные части , которые в си-
лу взаимного отталкивания будут
перемещаться по проводу в разные
С
стороны со скоростью V—— — ,
V егРг
где С — скорость света, а цг и ег —
относительные магнитная и диэлек-
трическая проницаемость среды, в
которой находится провод.
Если заряд -у- дойдет до корот-
козамкнутого конца линии, то вместо
него из земли вытягивается заряд
противоположного знака, который на-
чинает двигаться в обратном направ-
лении. Происходит отражение с пе-
ременой полярности.
Аналогичным образом будут
себя вести и заряды Q, располо-
женные на соседних витках. Каж-
дый из них также разделится на
две равные части, которые будут
перемещаться со скоростью я
в разные стороны вдоль соседних
витков. Начало обмотки присоеди-
нено к источнику, поэтому для дви-
гающихся зарядов обмотка в на-
чале может считаться короткозамк-
нутой. Если, например, начало об-
мотки расположено сверху, то
вначале до него дойдет положи-
тельный заряд, а потом отрицатель-
ный. Оба они изменят полярность,
поэтому после отражения отрица-
тельный заряд будет расположен
снизу и, таким образом, знак гра-
диента при отражении не изменится.
Так как заряды на соседних
витках имеют противоположные
знаки, при их движении практиче-
ски не возникает никакого тока, по-
этому наличие стального сердечни-
ка не имеет значения. В связи
с этим скорость перемещения заря-
дов приблизительно равна полови-
не скорости света, так как для
трансформаторной изоляции ег=4,
а р,г= 1,0.
Сказанное выше относится ко
всей системе зарядов Q и для
определения градиентов в произ-
вольной точке обмотки необходимо
построить кривую начального рас-
пределения градиентов и разделить
ее на две равные части (рис. 16-13,а).
Через время t одна половина этой
кривой перемещается вправо на
путь x = vt (рис. 16-13,6), а другая,
двигаясь влево, отражается от на-
чала обмотки и дает распределение
градиентов, показанное на рис.
16-13,в. Результирующая кривая
приведена на рис. 16-13,г.
На рис. 16-14 показаны кривые
изменения во времени напряже-
ния U\ на первой катушке обмотки
трансформатора с заземленной ней-
тралью, полученные расчетом по
Е. С. Фриду (верхняя кривая) и
непосредственным измерением. Как
видно, совпадение с опытом в пер-
вую микросекунду процесса удовле-
творительное. После 3 мксек сказы-
вается отраженная волна от ней-
трали обмотки, не учитываемая
-в расчете.
в) Собственные колебания обмотки
Как указывалось выше, распро-
странение волны градиента вдоль
обмотки трансформатора не сопро-
вождается прохождением тока по
обмотке и образованием магнитно-
го поля в сердечнике. При этом не
изменяется также напряжение от-
носительно земли, так как синхрон-
но двигаются заряды противопо-
ложных знаков, смещенные относи-
тельно друг друга всего лишь на
длину витка.
Одновременно с этим происхо-
дит гораздо более сложный процесс
собственных колебаний обмотки,
связанный с прохождением тока
в схеме замещения трансформаго-
168
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
ра. Из рис. 16-9 следует, что эта
схема представляет собой сложную
колебательную систему, обладаю-
щую спектром собственных частот
колебаний ан—со».
В общем виде напряжение
в произвольной точке х обмотки
в произвольный момент времени t
может быть представлено в виде
ряда:
Щх, t)=UyCT(x)'-}-
СО
+£ t/K(x)cos<BK/, (16-12)
Рис. 16-13. Построение кривой распределе-
ния градиентов вдоль обмотки.
а — начальное распределение градиентов; б — по-
луволна, двигающаяся вправо; в — полуволна,
двигающаяся влево и отражающаяся от начала
обмотки; г — распределение градиентов в мо-
мент £
Рис. 16-14. Кривые изменения во времени
напряжения U\ на первой катушке обмот-
ки трансформатора.
Uo — амплитуда прямоугольного импульса;
О — опыт; V— расчет по Е. С. Фриду.
где Uycr(x) представляет собой
распределение напряжения по об-
мотке в установившемся режиме,
на которое накладываются собст-
венные колебания. Амплитуда ко-
лебаний /г-й гармоники зависит как
от ее номера, так и от координа-
ты х, таким образом колебания
обмотки имеют характер стоячих
волн, аналогичных стоячим волнам
в линиях конечной длины.
Конечной целью анализа пере-
ходимого процесса в обмотке транс-
форматора является определение
зависимости собственной частоты
от номера гармоники G>K=fi(k)
и зависимости UK=f2(k, х). Полное
решение этой задачи является
весьма сложным. Некоторые важ-
ные выводы можно сформулиро-
вать на основании чисто качествен-
ного рассмотрения.
Распределение напряжения в
установившемся режиме зависит
от режима нейтрали. В случае за-
земленной нейтрали в силу одно-
родности обмоток установившееся
распределение напряжения будет
определяться наклонной прямой ли-
нией, как показано на рис. 16-15,а*.
При изолированной нейтрали
в установившемся режиме вся об-
мотка примет одинаковый потен-
циал относительно земли и
* Напомним, что по-прежнему рассмат-
ривается воздействие на трансформатор
бесконечно длинной прямоугольной волны
напряжения с амплитудой Йо.
§ 16-3]
Переходные процессы в обмотках трансформаторов
169'
t/yCT(x) представляет собой гори-
зонтальную прямую линию
(рис. 16-15,6).
Таким образом, в каждой точке
обмотки имеется определенное не-
соответствие между значением на-
пряжения в момент /=0, которое
определяется начальным распреде-
лением, и напряжением в устано-
вившемся режиме. Это несоответст-
вие и является причиной возникно-
вения собственных колебаний об-
мотки.
В простейшем колебательном
контуре, как известно, амплитуда
колебаний равна разности между
установившимся и начальным зна-
чениями напряжения на емкости
Дкол = Дуст Т^нач- Так как колеба-
ния происходят вокруг установив-
шегося значения напряжения, го
максимальное напряжение, дости-
гаемое в процессе колебаний, рав-
но Тумаке ~ Т^уст "Т Дцол*
В рассматриваемом нами слу-
чае можно считать справедливым
равенство
У (х) = I7ycT (х) Пнач (х),
й=1
(16-13)
причем следует иметь в виду, что
Ь'к(х) может быть как положи-
тельным, так и отрицательным. По-
этому арифметическая сумма ам-
плитуд всех колебаний в точке х,
вообще говоря, может быть боль-
ше Пуст(х) — Пнач(х). Для СЛОЖНОЙ
колебательной системы нельзя
определить (7макс так просто, как
это делают для простейшего коле-
бательного контура, так как от-
дельные гармоники изменяются во
времени несинхронно и достигают
своей амплитуды в различные мо-
менты времени. Однако для ориен-
тировочной оценки максимальных
напряжений все же можно считать
СО
Дмакс (-Д = Иуст (х)- UK (х).
й=1
(16-14)
Рис. 16-15. Приближенное определение ма-
ксимальных потенциалов в обмотке транс-
форматора с заземленной (а) и изолиро-
ваиной/(б) нейтралями.
1 — начальное распределение напряжения; 2 — ко-
нечное распределение напряжения; 3 — огибаю-
щая максимальных потенциалов.
В этом случае мы получим пока-
занные на рис. 16-15 кривые оги-
бающих максимальных потенциа-
лов, которые в общем неплохо со-
ответствуют непосредственным из-
мерениям. Во всяком случае при
изолированной нейтрали наиболь-
шее напряжение имеет место на
конце обмотки и его величина при
бесконечно длинной волне прибли-
жается к 2U0 (по данным измере-
ний 1,6—l,8t/c). При заземленной
нейтрали наибольшее напряжение
не превосходит (1,2—1,3) По- Следо-
вательно, в обоих случаях на глав-
ную изоляцию может воздейство-
вать напряжение, превышающее на-
пряжение источника.
Частоты собственных колебаний
обмотки определяются ее индук-
тивностями и емкостями. В то вре-
мя как емкости обмотки трансфор-
матора практически не зависят от
режима его работы, индуктивности
могут приобретать различные зна-
170
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
чения в зависимости от того пути,
по которому замыкается магнит-
ный поток.
Если вторичная обмотка транс-
форматора (т. е. обмотка, на кото-
рую не воздействует импульсная
волна) замкнута накоротко, то не-
зависимо от способа заземления
нейтрали магнитный поток будет
замыкаться по путям рассеяния и
трансформатор будет обладать ин-
дуктивностью короткого замыка-
ния. Если вторичная обмотка транс-
форматора разомкнута, то индук-
тивность схемы замещения транс-
форматора будет различной при
изолированной и заземленной ней-
трали.
Из рис. 16-15,6 видно, что при
изолированной нейтрали St/K(x)
монотонно возрастает от начала
обмотки к концу. Поэтому первая
гармоника собственных колебаний
должна иметь узел в начале и пуч-
ность в конце обмотки. Следова-
тельно, ток во всей обмотке прохо-
дит в одном направлении. Магнит-
ный поток замыкается через сердеч-
ник и трансформатор обладает ин-
дуктивностью холостого хода Lxx.
При заземленной нейтрали, как
видно из рис. 16-15,а, первая гар-
моника должна иметь максимум
в середине обмотки и узлы по ее
концам. Токи в двух половинах
обмотки проходят в противополож-
ных направлениях, создавая встреч-
ные магнитные потоки. Благодаря
этому поток вытесняется на пути
рассеяния и индуктивность транс-
форматора близка к индуктивности
короткого замыкания LK.s.
Таким образом, в схеме заме-
щения трансформатора должна
быть использована индуктивность
холостого хода только в одном
случае, когда трансформатор с изо-
лированной нейтралью имеет ра-
зомкнутую вторичную обмотку.
При этом, очевидно, частоты собст-
венных колебаний имеют наимень-
шие значения (LXX>LK,3). Однако
этот случай редко встречается на
практике, так как вторичная об-
мотка в большинстве случаев либо
присоединена к нагрузке, либо
к ней подключены достаточно длин-
ные отходящие линии, и в первом
приближении она может считаться
замкнутой накоротко. В связи
с этим большинство данных по соб-
ственным частотам колебаний отно-
сятся к тем случаям, когда индук-
тивность трансформатора близка
JS^VWWVWWVWVXA^
б)
Рис. 16-16. Переходный процесс в обмотке
трансформатора с заземленной (а) и изоли-
рованной (б) нейтралью при воздействии
бесконечной прямоугольной волны
t = 0 < tt < t2 < ts < < t = °°.
§ 16-3]
Переходные процессы в обмотках трансформаторов
171
к индуктивности короткого замы-
кания.
В табл. 16-9 приведены получен-
ные экспериментально периоды
первой гармоники собственных ко-
лебаний обмоток некоторых отече-
ственных трансформаторов. Как
видно из таблицы, периоды колеба-
ний растут с увеличением напряже-
ния и уменьшаются при увеличении
мощности. Для одного и того же
трансформатора период колебаний
при изолированной нейтрали при-
близительно в 1,5 раза больше, чем
при заземленной нейтрали.
Для иллюстрации характера пе-
реходного процесса в обмотке
трансформатора на рис. 16-16,а и б
приведены кривые распределения
напряжения по обмотке в различ-
ные моменты времени.
г) Особенности переходных
процессов в трехфазных
трансформаторах
До сих пор мы рассматривали
процессы в одной фазе трансфор-
матора, совершенно не учитывая
наличия других фаз. Для транс-
форматоров с заземленной ней-
тралью такой подход вполне зако-
номерен, так как процессы в от-
дельных фазах происходят незави-
симо друг от друга, ибо поток
в сердечнике отсутствует. Для
трансформаторов с изолированной
нейтралью полученные выше ре-
зультаты также справедливы, если
все три фазы одновременно вклю-
чаются на одно и то же напря-
жение.
Если же хотя бы одна фаза
трансформатора с изолированной
нейтралью не включена на им-
пульсное напряжение, то перена-
пряжения на главной изоляции об-
мотки оказываются существенно
меньшими. Действительно, свобод-
ная фаза подключена к проводу
линии передачи, благодаря чему
напряжение в начале этой обмотки
принудительно удерживается близ-
ким к нулю. Приближенно начало
этой обмотки может считаться за-
земленным (рис. 16-17). В этом
Рис. 16-17. Воздействие напря-
жения на две фазы трехфазно-
го трансформатора.
случае мы получаем как бы транс-
форматор с удлиненной неоднород-
ной обмоткой, конец которой зазем-
лен. Начальное и конечное распре-
деления напряжения для такого
трансформатора показаны на
рис. 16-18,а, из которого видно, чго
максимальные потенциалы в этом
случае получаются значительно
меньше, чем в случае воздействия
напряжения одновременно на три
фазы. Аналогичные кривые для воз-
действия волны напряжения на
Рис. 16-18. Распределение напряжения
в трехфазном трансформаторе при воздей-
ствии волны на две фазы (а) и одну
фазу (б).
1 — начальное распределение; 2 — конечное рас-
пределение; 3— огибающая максимальных потен-
циалов.
172
Изоляция силовых трансформаторов
[Гл. 16
одну фазу приведены на рис. 16-18,6.
Из этих примеров видно, что
трехфазное воздействие для транс-
форматоров с изолированной ней-
тралью является наиболее неблаго-
приятным. Хотя этот случай в экс-
плуатации встречается весьма ред-
ко, в целях большей надежности
предпочитают его принимать в ка-
честве расчетного. Таким образом,
полученные нами результаты для
однофазных трансформаторов сле-
дует считать справедливыми и для
трехфазных трансформаторов.
д) Переходные процессы
в обмотках автотрансформаторов
На рис. 16-19 показано распо-
ложение обмоток автотрансформа-
тора, в котором осуществлен ввод
в середину обмотки высшего на-
пряжения. При воздействии напря-
жения со стороны ввода высокого
напряжения (точка В) и разомкну-
том вводе среднего напряжения
(точка С) колебания в автотранс-
форматоре развиваются точно так
же, как и в трансформаторе с за-
земленной нейтралью (рис. 16-20,а).
При воздействии импульсной
волны со стороны обмотки среднего
напряжения (точка С) и разомкну-
той обмотки ВН процессы развива-
ются несколько по-иному. Началь-
ное и конечное распределения на-
пряжения вдоль обмотки СН
(рис. 16-20,6) характерны для
трансформаторов с заземленной
нейтралью. Приложенное напряже-
ние будет стремиться создать в ра-
зомкнутой обмотке ВН одинаковое
Рнс. 16-19. Расположение обмо-
ток в автотрансформаторе.
Рис. 16-20. Распределение напряжения
в обмотках автотрансформатора при воз-
действии волны со стороны обмотки высо-
кого (а) и среднего (б) напряжения. Коэф-
фициент трансформации Л=2.
/ — начальное распределение; 2 — конечное рас-
пределение; 3 — огибающая максимальных потен-
циалов.
напряжение, равное Uo, как для
трансформаторов с изолированной
нейтралью. Но поскольку в обмот-
ке СН проходит ток принужденного
режима и обе обмотки магнитно
связаны друг с другом, в обмотке
ВН будет наводиться дополнитель-
ное напряжение, равное (k—1) й;0,
где k — коэффициент трансформа-
ции. На рис. 16-20 приведено конеч-
ное распределение напряжения для
характерного для автотрансформа-
торов k = 2. Из кривых видно,
что максимальное напряжение
в точке А теоретически может до-
стигнуть 4 Uo. Однако непосредст-
венные измерения показывают, что
это напряжение не превосхо-
дит 3 Uo, что прежде всего вызвано
затуханием свободных колебаний.
§ 16-4]
Внутренняя защита трансфороматоров
173
16-4. ВНУТРЕННЯЯ ЗАЩИТА
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Основной причиной перенапря-
жений как на главной, так и на
продольной изоляции трансформа-
торов является неблагоприятный
.характер первоначального распре-
деления напряжения вдоль обмот-
ки. Поэтому для улучшения усло-
вий работы изоляции необходимо
с помощью искусственных меро-
приятий сделать первоначальное
распределение напряжения как
можно более равномерным.
Возможны два основных спосо-
ба выравнивания распределения
напряжения вдоль обмотки, пока-
занные на рис. 16-21,а и б. В схеме
16-21,а для выравнивания распре-
деления напряжения применяются
дополнительные емкости Сэ между
отдельными точками обмотки и ее
началом. Такая схема может быть,
например, осуществлена с помощью
экрана, окружающего обмотку и
присоединенного к выводу высокого
напряжения. В схеме рис. 16-21,6
выравнивание распределения на-
пряжения осуществляется включе-
нием емкостей Д/С параллельно
продольным емкостям обмотки.
Можно показать, что для обес-
печения равномерного распределе-
ния напряжения вдоль емкостной
цепочки Сэ и Д/С должны умень-
шаться от начала к концу обмотки
по следующим законам:
Рис. 16-21. Основные схемы вы-
равнивания распределения на-
пряжения вдоль катушечной об-
мотки трансформатора.
пределение напряжения между ка-
тушками в начальной части обмот-
ки (рис. 16-22).
По предложению А. В. Панова
(ВЭИ) Московский электрозавод
разработал конструкцию встроен-
ных в обмотку дополнительных
экранов (рис. 16-23), которые зна-
чительно увеличивают продольные
емкости и, таким образом, в весь-
ма оригинальной форме осущест-
вляют идеи второго метода регули-
рования напряжения.
Увеличение продольных емко-
стей может быть также достигнуто
путем применения слоевой цилин-
дрической обмотки. Однако слое-
вые обмотки затрудняют организа-
цию эффективного охлаждения об-
С _ I ,
С х *’
(16-15)
В современных трансформато-
рах с номинальным напряжением
НО кв и выше всегда применяются
те или иные средства выравнива-
ния распределения напряжения.
В трансформаторах ПО кв приме-
няются емкостные кольца, выравни-
вающие распределение напряжения
между витками первой катушки.
В трансформаторах более высокого
напряжения, помимо этого приме-
няются дополнительные экранирую-
щие кольца, выравнивающие рас-
Рис. 16-22. Схема частичной
компенсации трансформаторов
154 кв Московского электроза-
вода. Емкостное плоское коль-
цо и семь экранирующих об-
мотку колец.
174
Изоляции силовых тра сер ти ов
Рис. 16-23. Конструктив-
ная схема внутренней за-
щиты конденсаторами,
встроенными в об-
мотку.
мотки циркулирующим маслом, по-
этому в отечественном трансформа-
торостроении применяются при на-
пряжениях до 35 кв.
Все применяемые методы регу-
лирования не обеспечивают полно-
го выравнивания распределения
напряжения, но уменьшают пере-
напряжения на продольной изоля-
ции в несколько раз и сильно огра-
ничивают амплитуды собственных
колебаний обмотки.
Рис. 16-24. Начальные распределения потен-
циалов в обмотках трансформаторов.
/ — трансформатор ОМТГ-20000/220. имеющий вну-
треннюю защиту; 2 — тот же трансформатор, но
без внутренней защиты.
В качестве иллюстрации на
рис. 16-24 приведены кривые на-
чального распределения напряже-
ния в обмотках двух трансформато-
ров, один из которых имеет емкост-
ную защиту.
16-5. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ И ИСПЫТАНИЯ
ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В § 16-3 волновые процессы
в обмотках трансформаторов рас-
сматривались только при воздейст-
вии бесконечно длинной прямо-
угольной волны напряжения. В экс-
плуатации на изоляцию действуют
импульсные волны конечной длины,
обладающие конечной скоростью
нарастания напряжения на фронте.
Так как длина стандартной волны
равна 40 мксек, а период первой
гармоники собственных колебаний
имеет порядок 50 мксек и больше,
колебания в обмотке развиваются
не полностью и максимальные на-
пряжения будут несколько ниже,
чем при бесконечно длинной волне.
Напряжения на продольной изо-
ляции трансформаторов очень силь-
но зависят от скорости нарастания
напряжения, т. е. от длины фронта.
При больших длинах фронта ин-
дуктивности обмотки к моменту ма-
ксимума уже пропускают ток, суще-
ственно выравнивая распределение
напряжения. Однако наибольшие
напряжения на продольной изоля-
ции имеют место не при стандарт-
ной волне, а при срезанных волнах.
Хотя на подстанциях принимаются
все меры защиты оборудования от
атмосферных перенапряжений, все-
гда возможны пробои изоляции
в непосредственной близости от
трансформатора (рис. 16-25,о).
В этом случае на трансформатор
воздействует срезанная волна на-
пряжения, типичная форма которой
показана на рис. 16-25,6. Характер
изменения напряжения после про-
боя связан с колебательным про-
цессом в контуре, состоящем из
емкости трансформатора и индук-
тивности соединительных проводов.
Как видно, в момент среза происхо-
дит резкое изменение напряжения
на величину, которая с учетом
затухания колебаний примерно в
1.6 раза превышает напряжение
в момент среза. Измерения пока-
зывают, что при срезанных волнах
перенапряжения на продольной изо-
§ 16-5] Электрические характеристики и испытания изоляции трансформаторов 175
Рис 16-25. Образование сре-
занной волны на зажимах
трансформатора.
ляции могут быть в несколько раз
больше, чем при полной волне.
Поэтому испытания срезанной вол-
ной для трансформаторов являются
обязательными.
На рис. 16-26 приведена средняя
кривая зависимости пробивного на-
пряжения маслобарьерной изоляции
от времени воздействия, при по-
строении которой за единицу приня-
то испытательное напряжение про-
мышленной частоты, соответствую-
щее длительности 1 мин. Для раз-
личных конструкций трансформато-
ров кривые могут несколько отли-
чаться от приведенной на рис. 16-26,
но характер зависимости остается
неизменным.
При малом времени воздействия
10-6—10-5 сек. (импульсы) имеет
место чисто электрический пробой,
закономерности которого сходны
с пробоем газов. В третьей области
основное значение имеют электро-
механические процессы, связанные
с образованием проводящих мости-
ков, ориентация и перемещение ко-
торых требуют определенного вре-
мени. В четвертой области, харак-
теризующейся весьма медленным
изменением электрической прочно-
сти, происходит постепенное старе-
ние изоляции, связанное с иониза-
цией воздушных включений, хими-
ческим разложением масла и дру-
гими процессами.
Как видно из рис. 16-26, коэф-
фициент импульса трансформатор-
ной изоляции несколько больше
двух, что соответствует приведенно-
му в гл. 13 (см. табл. 13-1 и 13-2)
соотношению между импульсным
испытательным напряжением и ис-
пытательным напряжением про-
мышленной частоты.
Испытание изоляции трансфор-
матора напряжением промышлен-
ной частоты осуществляется путем
плавного повышения напряжения от
нуля до Диеп с последующей вы-
держкой в течение 1 мин. Транс-
форматор считается выдержавшим
испытание, если не произошло пол-
ного пробоя. Изоляция может испы-
тываться как с помощью посторон-
него источника напряжения, так и
путем использования напряжения,,
индуктируемого в обмотке высокого
напряжения испытуемого трансфор-
матора. В последнем случае, в свя-
зи с тем, что на обмотку низкого
напряжения приходится подавать
напряжение, примерно в 2 раза пре-
вышающее номинальное, допускает-
ся испытание повышенной частотой
порядка 100 гц. При увеличении ча-
стоты и напряжения в 2 раза индук-
ция в сердечнике остается неизмен-
ной.
При испульсных испытаниях
мощных трансформаторов возни-
кают трудности обеспечения стан-
дартной длины волны, для получе-
ния которой требуются чрезмерные
емкости генераторов импульсных
напряжений. Поэтому иногда дону-
Рис. 16-26. Вольт-секунлная характеристика
маслобарьерной изоляции в широком диа-
пазоне времени. Пунктиром показана не-
обследованная область (по Панову).
176
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[ Гл. 17
скаются испытания волнами напря-
жения с пониженной длиной.
Серьезной проблемой при им-
пульсных испытаниях является об-
наружение частичных пробоев изо-
ляции, которые могут быть между
витками или между катушками.
Наиболее распространенным мето-
дом контроля является осциллогра-
фирование тока в нейтрали и срав-
нение полученных осциллограмм
с типовыми, снятыми для исправно-
го трансформатора данного типа.
Междувитковые и междукатушеч-
ные замыкания приводят к измене-
нию характера осциллограммы, по
которому часто удается не только
установить факт повреждения, но и
определить его место. Последнее
чрезвычайно важно, так как по-
вреждения при импульсных испыта-
ниях носят характер небольших
проколов изоляции и с трудом об-
наруживаются внешним осмотром.
ГЛАВА СЕМНАДЦАТАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ ВРАЩАЮЩИХСЯ МАШИН ВЫСОКОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
17-1. ТРЕБОВАНИЯ К ИЗОЛЯЦИИ
И ЕЕ ТИПОВАЯ КОНСТРУКЦИЯ
Обмотка каждой фазы статора
вращающейся машины состоит из
нескольких соединенных последова-
тельно катушек, соответственным
образом уложенных в пазы. Число
витков в каждой катушке зависит
от номинального напряжения и
мощности машины, а также скоро-
сти вращения ротора. В мощных
машинах для уменьшения потерь
Рис. 17-1. Изоляция об-
мотки статора в пазу.
J — мель: 2 — изоляция меж-
ду проводниками; 3 — изо-
ляция между витками: 4 —
изоляция относительно кор-
пуса (главная): 5 — изоля-
ция между слоями.
в меди применяются параллельные
проводники. В соответствии с этим
изоляция статорных обмоток вра-
щающихся машин подразделяется
на следующие части (рис. 17-1):
а) изоляция между параллельными
проводниками одного витка; б) изо-
ляция между витками одной катуш-
ки; в) изоляция относительно кор-
пуса (главная изоляция); г) изоля-
ция между слоями, т. е. между уло-
женными в одном и том же пазу
сторонами различных катушек.
В настоящее время крупные син-
хронные генераторы и двигатели из-
готовляются в большинстве случаев
на напряжение 6,3—10,5 кв, наибо-
лее мощные генераторы имеют на-
пряжение до 18 кв. При таких на-
пряжениях катушки турбогенерато-
ров вполне могут выполняться од-
новитковыми, благодаря чему вит-
ковая изоляция исключается. На-
против, гидрогенераторы, имеющие
значительно меньшие скорости вра-
щения, всегда выполняются много-
витковыми.
Изоляция вращающихся машин
в эксплуатации непрерывно испы-
тывает воздействие вибрации и
ударных механических нагрузок и
поэтому должна обладать высокой
механической прочностью и моно-
литностью. Существенное значение
имеют температурные условия ра-
боты изоляции.
§ 17-1 ]
Требования к изоляции и ее типовая конструкция
\П
Применяемые плотности нагру-
зок в активных материалах при
складывающихся в конструкциях
условиях охлаждения обусловли-
вают температуры в изоляции до
105° С (ГОСТ 535-51). При этих
температурах, требующих примене-
ния изоляции класса В (класс А—•
максимальная температура равна
95°С, класс В—105°С), изоляция,
кроме того, должна противостоять
механическим и электрическим на-
грузкам в течение всего времени
жизни изоляции, при устранении во
время ревизии (1 раз в 1 или 2 го-
да) появляющихся отдельных не-
исправностей и дефектов. Время
жизни определяется как физиче-
ским износом, так и моральным ста-
рением конструкции и лежит в пре-
делах 20—25 лет. Однако толщины
изоляции в основном зависят от
электрических напряжений, воздей-
ствующих на изоляцию.
К настоящему времени типовой
конструкцией главной (пазовой)
изоляции является микалентная не-
прерывная изоляция. Микалента
представляет собой мало гибкий
в холодном состоянии и гибкий при
рабочей температуре материал, со-
стоящий из одного слоя щипаной
слюды, оклеенного с обеих сторон
высококачественной тонкой бумагой
(подложка). В качестве клеящего
состава служит битумно-масляный
(асфальто-масляный) лак; обычно
применяются ленты шириной 12—
35 лии, толщиной 0,08—0,17 лии, ко-
торыми вполпахлеста обматывают-
ся стержни катушки до нужной тол-
щины изоляции, что выполняется,
однако, в несколько приемов, обыч-
но в два или три.
После намотки изоляции на не-
полную толщину секции проходят
сушку, пропитку асфальтовым ком-
паундом. После этого осуществляет-
ся дополнительная намотка изоля-
ции, которая затем снова сушится
и пропитывается. Предварительная
сушка производится сначала под
атмосферным давлением, а затем
под вакуумом. Сушка имеет целью
удаление влаги и остатков раство-
рителя клеящего состава из капил-
ляров бумаги, а также воздуха из
бумаги и слюды. Однако даже при
высоком вакууме полностью уда-
лить влагу из капилляров не удает-
ся, часть ее остается на стенках как
абсорбированная влага. После суш-
ки ведется пропитка компаундом
при температуре порядка 150°С и
давлении 7—8 ат. Ввиду того, что
компаунд может проникать на огра-
ниченную глубину, для машин вы-
сокого напряжения применяется не-
сколько циклов сушки и компаун-
дировки. По данным завода «Элек-
тросила» после наложения витковой
изоляции (или сборки стержня в од-
новитковых машинах) осуществля-
ется первый цикл сушки и компаун-
дировки, продолжительность кото-
рого составляет 11—13 ч. Затем сек-
ции или стержни опрессовываются
на специальных станках.
Последующие циклы сушки и
компаундировки длительностью
24—27 ч каждый производятся 2 ра-
за для машин 3—10,5 кв и 3 раза
для машин свыше ГО,5 кв. В ре-
зультате этого пропитывающий со-
став проникает в глубоко лежащие
слои микаленты и способствует соз-
данию монолитной изоляции.
На рис. 17-2 дана кривая зави-
симости толщины главной изоляции
от номинального напряжения для
статорных обмоток стержневого ти-
па мощных гидро- и турбогенера-
торов. Меньшая толщина изоляции
Рис. 17-2. Толщины главной изоляции при
различных номинальных напряжениях.
/ — для микаленты в пазовой части; 2 — общая
толщина в пазовой части; 3 — общая толщина
в лобовой части.
12—314
178
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[Гл. 17
Таблица 17-t
Данные микалентной изоляции статорных биоток
Позиция иа рис. 17-3 Наименование материала Толщина материала Двусторонняя толщина изоляции, мм, при напряже- ниях, в
3 150 6 300 10 500 13 800 15 750
1 Микалента ММЧ1 0,13 4 6 8 9,5 10,5
9 Асбестовая или ки- перная лента 0,5(0,3) 0,6 1,0 1,0 1,0 1 ,0
3,5 Электрокартон ЭВ пропитанный 0,5—1,0 0,5—1,0 0,5—1,0 1,0 1.0 1 ,0
4 То же 1—1,5 2,0 2,5 3,0 3,0 3,0
в пазу по сравнению с лобовой ча-
стью объясняется большей плотно-
стью намотки на прямых частях и
последующей опрессовкой.
Микалентная изоляция сверху
обматывается железисто-асбестовой
лентой как с целью механической
защиты, так и для устранения гра-
диента напряжения между стенкой
паза и поверхностью изолирован-
ных стержней или катушки. Вместо
этого может применяться и электро-
картон или стеклолента, пропитан-
ные полупроводящими лаками.
На рис. 17-3 показана конструк-
ция микалентной изоляции в пазо-
вой части, а в табл. 17-1 приведена
спецификация ее элементов, соот-
ветствующая номерам на рисунке.
В лобовой части применяется
обычно на один-два слоя микален-
ты меньше, благодаря чему изоля-
Рис. 17-3. Конструкция мика-
лентной непрерывной изоляции
при двух катушках в пазу.
ция тоньше примерно на 0,5 мм. Это
возможно в связи с тем, что обмот-
ка отделена от железа статора воз-
душным промежутком, благодаря
чему на твердую изоляцию прихо-
дится лишь часть напряжения.
В месте выхода обмотки из паза,,
как будет показано дальше, прини-
маются специальные меры для уве-
личения электрической прочности.
17-2. НОВЫЕ ВИДЫ
ИЗОЛЯЦИИ ГЕНЕРАТОРОВ
Успехи в создании разнообраз-
ных синтетических изоляционных,
материалов стимулировали их при-
менение в изоляции электрических,
машин. Первым вариантом приме-
нения синтетики явилось создание
изоляции машины на напряжение
11 кв (Япония) из стеклоленты,
пропитанной эпоксидными смолами.
В этом варианте слюда заменяется>
стеклолентой, а асфальт — жидкой
эпоксидной смолой, которая затвер-
девает при добавлении к ней поли-
эфиров, а также и ряда других ор-
ганических веществ (ангидридов
кислот, например фталевой и ма-
леиновой и др.). Диэлектрические
характеристики затвердевшей смо-
лы удовлетворительны (tg6<10°/e
при 100° и пробивная напряжен-
ность примерно 20 кв/мм, т. е. та-
кая же, как и у асфальто-слюдяной
композиции).
Вторым вариантом применения-
синтетики является создание изоля-
ции машин на 3,3 и 6,6 кв из стек-
лоленты с клеящим составом — эс-
§ 17-2 J
Новые виды изоляции генераторов
179
капоном. Эскапон — продукт терми-
ческой обработки синтетического
каучука. Он хорошо совмещается
со стекловолокном и дает липкую
ленту, применяемую вместо мика-
ленты. После намотки секция об-
мотки проходит термическую обра-
ботку, чем достигается монолит-
ность конструкции, при сохранении
высокой гибкости. Двигатели с та-
кой изоляцией работают много лет
без аварий, это объясняется тем,
что изоляция хорошо противостоит
механическим сотрясениям и вибра-
циям. Недостатком изоляции яв-
ляется ее некороностойкость.
Интересна композиция изоляции
из слюдяной бумаги и термореак-
тивных смол. После намотки слю-
дяной бумаги секцию помещают
в вакуумную термокамеру, где уда-
ляют воздух и влагу и осущест-
вляют пропитку термореактивной
смолой, заполняющей поры в изо-
ляции. Затем секции помещают
в пресс, находящийся в печи. Смо-
ла превращается в твердое вещест-
во без выделения каких-либо по-
бочных продуктов, а секция вслед-
ствие опрессовки получает точные
размеры, соответствующие разме-
рам паза. Изоляция этого вида
имеет фирменное название «термо-
ластик».
Машины низкого напряжения
серийного производства предпола-
гается изолировать — «заливать»—
лишь одной термореактивной смо-
лой, затвердевание которой при вы-
соких температурах происходит
весьма быстро (всего несколько ми-
нут для некоторых составов).
Преимущество этой термореак-
тивной изоляции перед асфальто-
слюдяной заключается в том, что
температурный коэффициент линей-
ного расширения ее ничтожно мал,
поэтому не происходит термических
деформаций изоляции, которые в
•обычных конструкциях иногда при-
водят к разрыву микаленты и появ-
лению трещин.
Из других синтетических мате-
риалов, обладающих высокими
электрическими, тепловыми и меха-
ническими свойствами, требующи-
мися для изоляции машин, следует
указать на кремнийорганические
смолы (применяются со стеклово-
локном или слюдинитом). Вследст-
вие дороговизны кремнийорганиче-
ская изоляция пока находит огра-
ниченное применение, главным об-
разом в двигателях с тяжелым ре-
жимом работы (шахтные, станцион-
ные, тяговые и др.).
Стремление избежать промежу-
точной трансформации и снизить то-
ки в обмотке статора делает жела-
тельным повышение номинального
напряжения машин.
Повышение напряжения генера-
торов до 30 кв и выше при сохра-
нении того же типа изоляции, что и
для генераторов меньшего напря-
жения, приводит к увеличению тол-
щины изоляции, а следовательно,
веса и стоимости. Для мощного ге-
нератора 33 кв требуется до 5 т вы-
сококачественной слюды. Кроме то-
го, увеличение толщины изоляции
приводит к ухудшению теплоотво-
да: поэтому для предохранения про-
водников и изоляции от перегревов
должна быть уменьшена удельная
токовая нагрузка, т. е. снижено ис-
пользование меди.
Повышение номинального на-
пряжения генераторов может быть
достигнуто как в результате изме-
нения типа изоляции, так и путем
применения усовершенствованных
систем охлаждения и новых изоля-
ционных материалов.
Начиная с 30-х годов, было соз-
дано большое количество конструк-
ций генераторов высокого напряже-
ния, которые, однако, не получили
широкого распространения. В каче-
стве примера на рис. 17-4 изобра-
жен разрез паза статора генератора
НО кв, разработанного в ВЭИ.
Изоляцию этого генератора предпо-
лагалось делать микалентной, для
улучшения температурного режима
применяется масляное охлаждение.
С этой целью часть проводников
обмотки выполняется пустотелой и
тем самым создаются каналы для
циркуляции масла.
12*
180
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[Гл. 17
Рис. 17-4. Разрез паза статора гене-
ратора 500 кет, ПО кв.
1 — сплошные провода; 2 — полые провода;
3 — маслоохлаждающие каналы.
Применение жидкостного охлаж-
дения связано со значительными
трудностями, так как требует поме-
щения статора в маслонепроницае-
мый корпус, не исключающий вме-
сте с тем магнитного поля в зазоре.
Несмотря на эти трудности, приме-
нение жидкого масла не только для
охлаждения, но и для изоляции ге-
нераторов является весьма перспек-
тивным.
В настоящее время в Советском
Союзе ведутся крупные исследова-
тельские работы по созданию гене-
раторов на напряжение 35, ПО и
даже 220 кв. В этих конструкциях
применяется либо бумажно-масля-
ная изоляция, либо изоляция типа
трансформаторной. Опытные образ-
цы таких генераторов уже изготов-
лены и проходят испытания. По
всей вероятности, генераторы высо-
кого напряжения найдут широкое
применение в недалеком будущем.
17-3. ПРОБИВНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ИЗОЛЯЦИИ ВРАЩАЮЩИХСЯ
МАШИН
Хотя изоляция вращающихся
машин работает в очень тяжелом
тепловом режиме, пробой изоляции
на промышленной частоте, как пра-
вило, не является тепловым, а свя-
зан с развивающимися в изоляции
ионизационными процессами. Вме-
сте с тем имеющие место в эксплуа-
тации перегревы обмотки могут
приводить к нарушению ее моно-
литности и тем самым снижать про-
бивное напряжение.
Опыты показывают, что для ми-
калентной изоляции характерны
значительные разбросы пробивных
напряжений. Это непосредственно
связано и со структурой самой ми-
каленты, состоящей из лепестков
слюды различной толщины и фор-
мы, которые наклеиваются вручную
на подложку из бумаги, и с невоз-
можностью при существующей тех-
нологии создать достаточно одно-
родную изоляцию. Поэтому отдель-
ные участки одной и той же обмот-
ки могут иметь существенно различ-
ные пробивные напряжения.
Величины пробивных напряже-
ний изоляции электрических машин
получают из опытов, проводимых на
отдельных секциях обмотки, пло-
щадь изоляции которых составляет
небольшую долю площади изоляции
всей машины в целом. Если бы раз-
бросы в пробивных напряжениях
изоляции отсутствовали, такие экс-
перименты давали бы точные зна-
чения пробивных напряжений как
для испытуемой секции, так и для
всей обмотки. При наличии значи-
тельных разбросов пробивных на-
пряжений данные, полученные на
малом образце, нельзя непосредст-
венно применять к большому об-
разцу.
Действительно, рассмотрим об-
разец диэлектрика с площадью
электродов So. Допустим, что мы
имеем достаточно большое количе-
ство таких образцов, для каждого
из которых определено пробивное
напряжение. По этим данным мож-
§ 17-3]
Пробивные напряжения изоляции вращающихся машин
181
но построить так называемую инте-
гральную кривую распределения ве-
роятностей пробивных напряжений
(рис. 17-5, кривая /), которая опре-
деляет вероятность того, что про-
бивное напряжение случайно вы-
бранного образца будет больше ве-
личины, указанной на абсциссе.
Среднее пробивное напряжение со-
ответствует вероятности 4=0,5.
Рассмотрим теперь другой обра-
зец с площадью электродов S=nS0
(п>1) и зададимся целью найти ин-
тегральную кривую распределения
для этого образца, пользуясь экс-
периментальными данными, полу-
ченными на малом образце. Для
этого представим себе, что обра-
зец S состоит из п образцов So.
Для того чтобы образец S обла-
дал пробивным напряжением боль-
ше L/j, необходимо, чтобы каж-
дый из образцов So также обла-
дал пробивным напряжением
больше Ui. Вероятность того, что
для одного образца So £7пр> Ui рав-
на 4is0 и определяется интеграль-
ной кривой вероятностей рис. 17-5.
Вероятность того, что все п образ-
цов будут иметь пробивное напря-
жение выше Ui, как известно, равна
произведению вероятностей, г. е.
П7-1)
Так как всегда фг<1, эта фор-
мула показывает, что для большого
образца кривая распределения про-
бивных напряжений должна ле-
жать ниже, чем для малого образ-
ца. Вывод этот является вполне
очвидным, так как пробивное на-
пряжение образца определяется
наиболее слабым местом в изоля-
ции. Вероятность же существования
слабого места в большом образце
гораздо больше, чем в малом.
На рис. 17-5 с помощью (17-1)
построены кривые распределения
для п=2; 8 и 100. Кривая 1, взятая
за исходную, весьма близка к экс-
периментальной кривой, получен-
ной на части секции обмотки гене-
ратора с длиной электрода 6 см.
Кривая, показанная на этом же ри-
сунке пунктиром 2, получена экспе-
Рис. 17-5. Интегральные кривые распреде-
ления вероятностей пробивных напряжений
изоляции вращающихся машин.
/ — опытная кривая для образца с длиной элек-
трода 6 см; 2 — опытная кривая для образца
с длиной электрода 45 см (п=7,5).
риментально на образце с длиной
электрода 45 см, т. е. для м = 7,5.
Как видно, непосредственный экспе-
римент подтверждает существенное
снижение пробивного напряжения
при увеличении площади образца.
С помощью (17-1) нетрудно оп-
ределить среднее пробивное напря-
жение большого образца. Действи-
тельно, это напряжение соответст-
вует фй = 0,5. Следовательно, сред-
нее пробивное напряжение образ-
ца S будет соответствовать пробив-
ному напряжению образца So с ве-
роятностью
ф^о = О,5’"!.
Это напряжение в принципе можно
найти по кривой распределения ве-
роятностей рис. 17-5. Например,
при п = 2 фйо = О,71 и соответствую-
щее пробивное напряжение U”~~ =
= 47,5 кв. При п=100 фг5о = 0,9864
и соответствующее напряжение
£7"-,00=32 7 кв_ Из последнего при-
*1р 1
мера видно, что при очень боль-
ших п необходимо точно знать ис-
ходную кривую распределения в об-
ласти близких к единице, т. е.
в области наименьших пробивных
напряжений. Для этого необходимо
весьма большое количество опытов
с образцами So, на основании кото-
рых кривая 1 могла бы быть пред-
ставлена в виде аналитической
функции. В частности, кривая /
182
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[Гл. 17
рис. 17-5 соответствует так назы-
ваемому нормальному закону рас-
пределения:
оо
1 С 1 2°а
где в данном случае t/cp = 52 кв и
ст=7,8 кв.
При ограниченном числе испы-
туемых образцов So часто поль-
зуются более сложным математи-
ческим аппаратом, основанным на
теории выборок, но мы на этом во-
просе останавливаться не будем.
Импульсные пробивные напря-
жения изоляции вращающихся ма-
шин мало отличаются от пробив-
ных напряжений при промышлен-
ной частоте и естественно имеют
такие же большие разбросы. В сред-
нем можно считать, что коэффи-
циент импульса при стандартной
волне не превышает 1,2.
17-4. МЕРЫ УСТРАНЕНИЯ
КОРОНЫ В ИЗОЛЯЦИИ
ВРАЩАЮЩИХСЯ МАШИН
В машинах с номинальным на-
пряжением выше 6 кв возможно
возникновение короны. При замкну-
той системе вентиляции наличиеко-
ронирования приводит к сильной
концентрации окиси азота, которая
при наличии влаги образует кисло-
ты, разъедающие изоляцию и кре-
пежные детали. Разрушающему
действию короны особенно подвер-
жены некоторые виды изоляции:
электрокартон, хлопчатобумажная
лента, шеллак. С точки зрения
устранения последствий корониро-
вания проточная система вентиля-
ции является более желательной.
Благоприятные результаты дает за-
мена охлаждающего воздуха водо-
родом, так как явление корониро-
вания в водородной среде менее
опасно для изоляции — ввиду отсут-
ствия кислорода исключается воз-
можность образования озона и оки-
слов азота.
Высокие напряженности, обус-
ловливающие появление короны.
могут иметь место в узких воздуш-
ных прослойках между твердой изо-
ляцией и стенками паза благодаря
меньшей диэлектрической проницае-
мости воздуха по сравнению с мика-
нитом, а также в области большой
неравномерности поля (вентиля-
ционные каналы и места выхода
проводов из пазов).
Коронирование в пазовой части
может быть исключено путем при-
менения проводящих или полупро-
водящих покрытий, принимающих
потенциал стенок паза. В качестве
такого покрытия в СССР для ма-
шин от 6 600 в применяется желе-
зисто-асбестовая лента, наклады-
ваемая впритык в пазовой части и
выступающая примерно на 30 мм
над краем паза. Помимо устране-
ния коронирования, наложение же-
лезисто-асбестовой ленты выравни-
вает поле под вентиляционными
каналами, тем самым разгружая
в электрическом отношении твер-
дую изоляцию.
Наибольшие напряженности, а
следовательно, и возможность коро-
нирования возникают при выходе
провода из паза. Напряженности
могут быть уменьшены, если про-
длить полупроводящее покрытие за
пределы паза.
Ниже приводится качественное
объяснение роли проводящего по-
крытия.
На рис. 17-6 изображены схемы
замещения при отсутствии и при
наличии проводящего покрытия.
Емкости С2 на землю быстро убы-
вают по мере удаления от стенок
статора и ими можно пренебречь.
Таким образом, схема замещения
при отсутствии покрытия сводится
к простейшей емкостной цепочке,
которая характеризуется резко не-
равномерным распределением на-
пряжения (рис. 17-7, кривая 1).
При наличии проводящих
тий продольные емкости Со
руются
сопротивлениями
то емкостями
г.
Со
покры-
шунти-
Если
можно
пренебречь и получить омическо-
емкостную цепочку. Ход кривой из-
§ 17-4]
Меры устранения короны в изоляции вращающихся машин
183
б)
Рис. 17-6. Схемы замещения изоляции при
выходе провода из паза.
«с — при отсутствии проводящих покрытий; б —
при наличии проводящих покрытий
/ — сталь статора; 2— поверхность изоляции;
3 — медь.
менения напряжения зависит от
произведения гюС] (рис. 17-7, кри-
вая 2). Меняя удельное сопротив-
ление покрытия, можно регулиро-
вать максимальную напряженность
у выхода провода из паза. Кроме
того, должна быть принята опреде-
ленная длина покрытия, обеспечи-
вающая достаточное падение потен-
циала вдоль него; в противном слу-
чае могут иметь место большие на-
пряженности у края покрытия
(рис. 17-7, кривая 5)—за предела-
ми покрытия омическо-емкостная
цепочка переходит в емкостную.
Применяя покрытие из двух ступе-
ней с различными удельными сопро-
тивлениями, можно получить удо-
влетворительное распределение на-
пряженностей (рис. 17-7, кривая 4).
При определении длины полу-
проводящих покрытий нужно, что-
бы напряженность электрического
поля не превосходила величины
20 квдейств/СМ при рабочем напря-
жении машины.
Осуществление двухступенчатого
проводящего покрытия достигается
применением полупроводящих мас-
ляно-сажных лаков с различным
поверхностным сопротивлением, ко-
Рис. 17-7. Характер распределения потен-
циалов и напряженностей у края паза.
а — кривые потенциалов у поверхности изоляции
провода; б — кривые напряженностей.
/ — без покрытия; 2— пол у проводящее покрытие
большой длины; 3—пол у проводящее покрытие
малой длины; 4— двухступенчатое покрытие.
торые изготовляются путем добав-
ления некоторого количества сажи
или графита к обычному покровно-
му лаку. Употребляются два вида
полупроводящих лаков. По завод-
ской терминологии лак с более вы-
соким поверхностным сопротивле-
нием принято называть пазовым ла-
ком, лак с меньшим поверхностным
сопротивлением — лобовым лаком.
На рис. 17-8 дано схематическое
изображение полупроводящего по-
крытия, применяемого в машинах
мощностью до 100 тыс. ква завода
«Электросила». Прямолинейная
часть обмотки покрывается «пазо-
вым» полупроводящим лаком так,
184
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[ Гл. 17
Рис. 17-8. Выполнение полупроводящего
покрытия.
1 — сталь статора; 2 — «пазовый» лак; 3 — желе-
зисто-асбестовая лента: 4 — «лобовой» лак; 5 —
тафтяная лента.
Рис. 17-9. Применение полупроводящего по-
крытия в сочетании с одним экраном.
1 — медь; 2 — изоляция; 3 — полупроводящий
экран; 4 — дополнительная изоляция; 5 — полу-
проводящее покрытие.
чтобы покрытие выходило на 40—
50 мм за край паза. Затем углы на
длине около 200 мм покрываются
«лобовым» лаком с перекрытием
пазового лака на 10—20 мм. Далее
на слой пазового лака накладывает-
ся железисто-асбестовая лента, а на
слой лобового лака — тафтяная лен-
та. После этого поверхность асбес-
товой ленты покрывается пазовым
лаком, а поверхность тафтяной лен-
ты— лобовым лаком. Поверхност-
ное сопротивление полупроводящего
слоя на 1 см длины электродов при
расстоянии между ними, равном
1 см, берется: для пазового лака на
железисто-асбестовой ленте 104—
105 ом, для лобового лака на тафтя-
ной ленте 2(108—109) ом.
Уменьшение напряженностей
у края паза может быть достигнуто
также путем применения полупро-
водящих внутренних экранов, игра-
ющих такую же роль, как промежу-
точные обкладки в конденсаторных
вводах. Регулируя длину экранов,
можно добиться значительного вы-
равнивания напряженности вдоль
поверхности изоляции. Еще лучшие
результаты дает комбинация внут-
ренних экранов и полупроводящего
ступенчатого покрытия. Однако
этот способ является дорогим и
сложным и в машинах союзного
производства не нашел применения.
Более простым и практически
приемлемым способом является при-
менение одного внутреннего экрана,
имеющего потенциал стенок паза,
в сочетании с полупроводящим по-
крытием (рис. 17-9). Наличие внут-
реннего экрана снижает напряжен-
ность у края покрытия. Большие
напряженности возникают у конца
экрана, но они неопасны с точки зре-
ния возможности повреждения изо-
ляции и не грозят основной изоля-
ции машины.
17-5. ПЕРЕХОДНЫЕ ПРОЦЕССЫ
В ОБМОТКАХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
МАШИН
В отличие от трансформаторов
переходные процессы в обмотках
вращающихся машин не играют
определяющей роли при выборе кон-
струкции изоляции. Исключение
представляют лишь упоминавшиеся
в § 17-2 генераторы высокого на-
пряжения, которые находятся в на-
стоящее время в стадии разработки.
Однако для организации испытаний
изоляции вращающихся машин,
в особенности импульсных испыта-
ний, знание основных закономерно-
стей переходных процессов являет-
ся необходимым.
Точный анализ переходных про-
цессов в обмотках вращающихся
машин, пожалуй, еще более сложен,
чем для трансформаторов. Вместе
с тем, если отбросить второстепен-
ные детали, то окажется, что пере-
ходный процесс в обмотке машины
при воздействии импульсного на-
пряжения во многом аналогичен
волновому процессу в линии конеч-
ной длины. В качестве иллюстрации
на рис. 17-10,а приведены осцилло-
граммы напряжения в начале и се-
редине обмотки, полученные при
воздействии на нее импульсной вол-
§ 17-5]
Переходные процессы в обметках электрических машин
185
ны прямоугольной формы,
а на рис. 17-10,6 — соответ-
ствующие расчетные кри-
вые для линии конечной
длины без потерь. Как вид-
но, процессы в обмотке и
в линии действительно весь-
ма сходны.
Это обстоятельство по-
зволяет характеризовать
волновые свойства обмотки
тремя основными парамет-
рами— волновым сопротив-
лением г, скоростью распро-
странения волны v и коэф-
фициентом затухания а.
При рассмотрении вол-
новых процессов в транс-
форматорах мы не вводили
этих параметров, так как
наличие сильных емкостных и маг-
нитных связей между отдельными
элементами обмотки приводило к то-
му, что процесс не мог быть пред-
ставлен в виде движения волны
вдоль обмотки с определенной ско-
ростью, что хорошо видно из кри-
вых рис. 16-16. В обмотках вращаю-
щихся машин, естественно, емко-
стная связь между отдельными ка-
тушками, уложенными в разных
пазах статора, практически отсут-
ствует, благодаря чему искажение
волны при ее распространении вдоль
обмотки не оказывается чрезмерно
большим.
В силу того что обмотка машины
уложена в пазы, значительная часть
электромагнитного поля двигающейся
волны проникает в сталь статора,
т. е. в среду с большой магнитной
проницаемостью. Благодаря этому
скорость распространения волны
с
оказывается значительно
V егРт
меньше скорости света. Измерения
показывают, что средняя скорость
распространения волны вдоль об-
мотки генераторов изменяется в пре-
делах 80—15 м/мксек, уменьшаясь
с увеличением мощности генератора
в связи с большими объемами маг-
нитопровода и меньшим влиянием
лобовых частей обмотки, где ско-
рость близка к скорости света.
Рис. 17-10. Переходный процесс в обмотке генерато-
ра с заземленной нейтралью.
а — осциллограммы для начала н середины обмотки; б —
расчетные кривые для тех же точек эквивалентной линии.
Волновое сопротивление генера-
тора также уменьшается при увели-
чении мощности машины, так как
при этом возрастает сечение про-
водников, а следовательно, индук-
тивность обмотки уменьшается,
а емкость относительно земли воз-
растает. Вследствие роста толщины
изоляции пропорционально номи-
нальному напряжению волновое со-
противление растет приблизительно
пропорционально j/ t7H. Для ориен-
тировочного определения волново-
го сопротивления обмотки мож-
но пользоваться кривой рис. 17-11,.
полученной на основании имеющих-
ся экспериментальных данных, од-
нако следует иметь в виду, что дей-
ствительные величины волновых со-
противлений, помимо мощности и
напряжения, зависят от конструк-
ции обмотки, материала изоляции и
поэтому могут сильно отличаться от
средних значений, полученных по
кривой рис. 17-11.
Опытных данных по затуханию
волн в обмотках вращающихся ма-
шин относительно мало. Ориентиро-
вочно можно принять коэффициент
затухания равным примерно
0,02 мксекг1.
Вследствие малой скорости рас-
пространения волны вдоль обмотки
машины могут возникать значитель-
ные перенапряжения на междувит-
186
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[Гл. 17
Рис. 17-11. Кривая волновых сопротивлений
обмоток машин (одной фазы) в зависимо-
сти от параметра Мвт/кв при движении
волн по одной фазе (кривая 7) и по трем
фазам (кривая 2).
ковой изоляции. Если длина витка
равна /в, скорость распространения
волны v и на обмотку воздействует
косоугольная волна с крутизной а,
то напряжение на витковой изоля-
ции
ДДв==аЬ-. (17-2)
Для вращающихся машин нор-
мального исполнения затруднитель-
но уменьшить Д(7В с помощью ка-
ких-либо мероприятий, аналогичных
внутренней защите изоляции транс-
форматоров (исключение представ-
ляют генераторы высокого напряже-
ния с обмотками типа трансформа-
торных). Поэтому предпочитают ид-
ти по пути осуществления схем за-
щиты (см. гл. 36), обеспечивающих
снижение крутизны воздействующей
на изоляцию волны до допустимого
уровня.
Если обозначить допустимое на-
пряжение на витковой изоляции
б'в.доп (оно определяется испыта-
тельным напряжением, приведен-
ном в следующем параграфе), то
на основании (17-2) допустимая
крутизна
^доп
Св.доп
=~7—-V.
ьв
Ориентировочно можно считать, что
для генераторов допустимыми яв-
ляются крутизны порядка
10 кв!мксек. В мощных генераторах
катушки часто состоят только из
одного витка. В этом случае крутиз-
на волны, воздействующей на изо-
ляцию, естественно, не имеет зна-
чения.
176. ЗАВОДСКИЕ ИСПЫТАНИЯ
ИЗОЛЯЦИИ ВРАЩАЮЩИХСЯ
МАШИН
В процессе производства и перед
выпуском машин с завода изоляция
обмоток подвергается испытанию
повышенным напряжением. Величи-
на испытательного напряжения дол-
жна обеспечивать необходимые за-
пасы прочности и устанавливается,
исходя из вероятной величины пе-
ренапряжений с учетом возмож-
ного ухудшения качества изоляции
в процессе эксплуатации.
Испытания подразделяются на
испытания главной изоляции, т. е.
изоляции между токоведущими ча-
стями и корпусом, и витковой изо-
ляции.
Испытания главной изоляции
обмоток высокого напряжения осу-
ществляются напряжением промыш-
ленной частоты и производятся
в процессе производства 4 раза:
1) до укладки в пазы отдельных
элементов (катушек, полукатушек,
стержней); 2) после укладки в па-
зы, но до соединения между собой;
3) после соединения, пайки и за-
крепления отдельных частей; 4) пе-
ред выпуском с завода (согласно
ГОСТ 183-41) после испытания на
нагревание при температуре, близ-
кой к рабочей температуре машины.
Длительность приложения испы-
тательного напряжения составляет
1 мин— 1 мин 15 сек. Величина ис-
пытательного напряжения уменьша-
ется по мере прохождения испыта-
ний, так как предполагается, что
прочность изоляции обмоток может
уменьшаться под действием меха-
нических и термических усилий, ко-
торым изоляция подвергается в про-
цессе укладки, пайки, закрепления
§ 17-6]
Заводские испытания изоляции вращающихся машин
187
Таблица 17-2
Испытательные напряжения главной изоляции
№ и характеристика испытаний Мощность, ква Напряжение, еде1-1СТВ Испытательное напряжение, едейств
•!• До укладки ц.0 10 000 До 11000 2,75ДВ + 4 500
в машину Свыше 10 000 Свыше 6 000 2,75ДВ + 6 500
2. После укладки 3—10 000 До 11 000 2,75Дв + 2 500
До соединений Свыше 10 000 Свыше 6 000 2,5£/н + 4 500
3. После соедине- 3—10 000 До 11 000 2,25Пн + 2 000
НИЙ Свыше 10 000 Свыше 6 000 2,26ДВ + 4 000
4. Перед выпуском 3—10 000 До 3 000 2ПВ + 1 000
с завода Свыше 10 000 3 000—6 000 Свыше 6 000 2,5ДВ 26',, + 3 000
и прочих технологических процес-
сов, а также после испытания на
прогрев. Значения испытательных
напряжений статорных обмоток ма-
шин высокого напряжения приведе-
ны в табл. 17-2.
Четырехкратное испытание в
процессе производства обеспечивает
своевременное выявление дефектов
и возможность замены поврежден-
ных элементов обмотки до полного
•изготовления машины.
При испытании главной изоля-
ции изоляция нейтрали подвергает-
ся действию полного испытательно-
го напряжения. Подобный режим
испытания отвечает условиям рабо-
ты в эксплуатации, так как в на-
стоящее время в СССР генераторы
работают с изолированной ней-
тралью или с нейтралью, заземлен-
ной через большие индуктивности
(блок генератор — трансформатор).
При однофазном замыкании на зем-
лю или при воздействии волн ат-
мосферных перенапряжений потен-
циал нейтрали повышается и в от-
дельных неблагоприятных случаях
может несколько превосходить по-
тенциал в начале обмотки. Следо-
вательно, нейтраль должна иметь
запас прочности, не меньший, чем
линейный конец обмотки.
При испытании машины на ме-
сте установки к изоляции прикла-
дывается напряжение, равное не бо-
лее 85% заводского испытательного
напряжения.
Испытания витковой изоляции.
Согласно ГОСТ 183-41 изоляция
между смежными витками должна
испытываться в течение 5 мин на-
пряжением промышленной частоты,
на 30% превосходящим номиналь-
ное. Для мощных машин это напря-
жение имеет величину порядка
100 е. Однако при перенапряжениях
разность потенциалов, приходящая-
ся на один виток, может быть во
много раз больше, чем напряжение
при испытании по ГОСТ, которое
дает гарантию достаточной прочно-
сти витковой изоляции только при
номинальном напряжении.
В табл. 17-3 приведены приня-
тые на электромашиностроительных
заводах значения испытательных
напряжений «а один виток для го-
товых катушек после пропитки
(или компаундировки) до их уклад-
ки в пазы.
Испытание повышенным напря-
жением разрезных катушек не пред-
ставляет затруднений, так как при
испытании цепь катушки разомкну-
та и не обтекается током.
При испытании изоляции нераз-
резных катушек в цепи витка или
катушки возникает ток, обусловлен-
ный испытательным напряжением и
кажущимся сопротивлением цепи:
у__ Сиси Сисп
/г2 + аЧ? =
Применение испытательного на-
пряжения с частотой 50 гц приве-
ло бы к появлению огромного тока
благодаря малому сопротивлению
(сотые доли ома) витка, катушки
или секции. Для ограничения тока
188
Изоляция вращающихся машин высокого напряжения
[Гл. 17
Таблица 17-3
Испытательные напряжения
некоторых видов витковой изоляции
Испытатель-
Изоляции витков катушки ное напряже- ние, вдейств
Голый провод, изолирован-
ный одним слоем микаленты
0,13 мм вполнахлеста и одним
слоем хлопчатобумажной лен-
ты впритык............ .
Провод ПБД, ПДА или
ПСД, изолированный по всей
длине одним слоем микаленты
толщиной 0,13 мм вполнахлес-
та и хлопчатобумажной лен-
той вполнахлеста .........
Провод ПБД, ПДА и ПСД,
изолированный двумя слоями
микаленты толщиной 0,13 мм
вполнахлеста и одним слоем
хлопчатобумажной ленты впри-
тык ......................
1 000
1 500
2 000
нужно повысить индуктивное сопро-
тивление до нескольких десятков
или сотен ом, что можно сделать пу-
тем применения напряжения с по-
вышенной частотой порядка 104—
105 гц. Во избежание возникновения
значительных диэлектрических по-
терь высокочастотные колебания
должны быть затухающими, причем
изоляция подвергается серии таких
затухающих колебаний в течение
времени порядка 15 сек. Ограниче-
ние тока и диэлектрических потерь
может быть достигнуто также при
испытании импульсным напряже-
нием.
Существует ряд схем для испы-
тания витковой изоляции, которые
Рис. 17-12. Схема для испытания витковой
изоляции серией высокочастотных зату-
хающих колебаний.
1 — повысительный трансформатор; 2 — дроссель-
ные катушки для ограничения тока; 3 — разряд-
ник; 4 — испытуемые катушки; 5 — конденсатор;
6 — индикатор напряжения с неоновой лампой;
7 — амплитудный вольтметр.
отличаются друг от друга главным
образом способами, с помощью ко-
торых обнаруживаются изменения
частоты при пробое витков.
Принципиальная схема одного из
методов выявления повреждений по
изменению частоты собственных ко-
лебаний изображена на рис. 17-12.
Мост, составленный из двух оди-
наковых конденсаторов и двух оди-
наковых испытуемых катушек, при-
соединяется к выводам повыситель-
ного трансформатора через дрос-
сельные катушки, применяемые для
ограничения тока. Параллельно мо-
сту включается разрядник, который
пробивается каждый полупериод
в момент прохождения напряжения
на емкости через максимум. Таким
образом, в каждой ветви моста воз-
никают высокочастотные затухаю-
щие колебания, амплитуда которых
измеряется амплитудным вольтмет-
ром. При исправном состоянии изо-
ляции обе ветви имеют одинаковые
потенциалы в соответствующих точ-
ках, т. е. разность потенциалов меж-
ду точками А и В равна нулю. При
повреждении одной из катушек рав-
новесие моста нарушается, что мо-
жет быть обнаружено с помощью
неоновой лампы, включенной в диа-
гональ моста через емкостный дели-
тель напряжения. Достоинствами
данной схемы являются простота
определения дефекта и высокая
чувствительность.
Повреждения витковой изоляции
могут быть выявлены также путем
возбуждения в испытуемой катушке
повышенных напряжений высокой
частоты, возникающих за счет элек-
тромагнитной индукции. Пробой
изоляции обнаруживается в резуль-
тате появления тока в короткоза-
мкнутых витках.
Основными элементами установ-
ки (рис. 17-13) являются: контур
высокочастотных затухающих ко-
лебаний и разомкнутый стальной
сердечник, на который надеваются
катушка колебательного контура
L\ и испытуемая катушка или сек-
ция X. Витки катушки X охватыва-
ют также вспомогательный сердеч-
§ 18-1 ]
Общие сведения
189
ник с катушкой L2, замкнутой на
тепловой амперметр или другой ин-
дикатор напряжения (лампа нака-
ливания, телефон). Затухающие
колебания с частотой 104—105 гц,
возникающие в катушке L} при раз-
ряде конденсатора, возбуждают
в разомкнутом сердечнике магнит-
ный поток, индуктирующий в испы-
туемой катушке X напряжение Ux,
приблизительно повторяющее по
форме напряжения UJA в катушке
т. е. представляющее высокоча-
стотный затухающий процесс с ам-
плитудой, пропорциональной UL и
отношению чисел витков:
Рис. 17-13. Схема для испытания витковой
изоляции серией высокочастотных затухаю-
щих колебаний.
1 — повысительный траисфроматор; 2 — дроссель-
ная катушка для ограничения тока; 3 — емкость
колебательного контура; 4 — разрядник; 5 — ра-
зомкнутый сердечник; 6 — индуктивность колеба-
тельного контура Li; 7 — испытуемая катушка X;
8—вспомогательный сердечник; 9 — вспомогатель-
ная катушка Г2; 10 — амплитудный вольтметр.
При исправном состоянии изо-
ляции катушки X ток в ней практи-
чески отсутствует (катушка разомк-
нута). Повреждение изоляции при
испытании повышенным напряже-
нием приводит к появлению в ко-
роткозамкнутых витках тока, воз-
буждающего во вспомогательном
сердечнике магнитный поток, индук-
тирующий напряжение в катушке
L2, которое может быть обнаруже-
но с помощью' индикатора. Указан-
ный метод применим для испытания
междувитковой изоляции до уклад-
ки элементов обмотки в пазы ста-
тора.
ГЛАВА ВОСЕМНАДЦАТАЯ
ИЗОЛЯЦИЯ СИЛОВЫХ КАБЕЛЕЙ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
18-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Электрическими кабелями назы-
ваются гибкие изолированные про-
водники, снабженные защитными
оболочками, которые предохраняют
изоляцию от различного рода внеш-
них воздействий. Проводники сило-
вых кабелей (жилы) обычно скру-
чиваются из отдельных тонких мед-
ных или алюминиевых проволок, что
придает жиле необходимую гибкость
и механическую прочность. В зави-
симости от номинального напряже-
ния и назначения силовые кабели
выполняются одно- или трехжиль-
ными (значительно реже — четырех-
жильными). Трехжильные кабели,
естественно, удобнее для примене-
ния в системах трехфазного тока,
но, как будет показано ниже, они
имеют ряд недостатков, затрудняю-
щих их изготовление на высокие на-
пряжения.
Изоляция кабелей должна обла-
дать высокой электрической проч-
ностью, что позволяет уменьшить
диаметр кабеля и его стоимость, а
также быть гибкой и сохранять ме-
ханическую прочность в широком
диапазоне изменения температур.
В силовых кабелях наибольшее
распространение получила бумаж-
но-масляная изоляция различных
типов, которые отличаются друг от
друга количеством пропиточного ма-
сла, приходящегося на единицу объ-
ема изоляции, и вязкостью масла.
Для пропитки бумаги в силовых ка-
белях применяется минеральное
масло с различными добавками, из
которых основное значение имеет
канифоль. Добавки к маслу, во-
190
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
[Гл. 18
первых, предотвращают его окисле-
ние, в результате которого масло
стареет и его изоляционные свойст-
ва ухудшаются, во-вторых, при на-
личии добавок увеличивается вяз-
кость масла.
Кабели с вязкой пропиткой име-
ют значительные преимущества при
монтаже и эксплуатации. При соеди-
нении отдельных отрезков кабеля
с помощью соединительных муфт
пропиточная масса не вытекает из
концов кабеля, благодаря чему с по-
мощью простых мероприятий удает-
ся предотвратить образование воз-
душных включений в кабельной изо-
ляции. Основным недостатком ка-
белей с вязкой пропиткой является
возможность появления газовых
включений в эксплуатации, если ка-
бель работает в режиме переменной
электрической нагрузки, приводя-
щей к перемежающимся нагревам и
охлаждениям кабеля. Так как тем-
пературный коэффициент расшире-
ния изоляции кабеля значительно
больше, чем у оболочки (у силовых
кабелей она изготовляется обычно
из свинца), то при нагреве кабеля
в режиме максимальной нагрузки
оболочка принудительно «распи-
рается» изоляцией. При уменьше-
нии нагрузки и остывании кабеля
оболочка сохраняет остаточную де-
формацию, в результате чего внут-
ри кабеля образуется ряд пустот,
постепенно заполняющихся выде-
ляющимся из изоляции газом. Га-
зовые включения образуются глав-
ным образом вблизи оболочки, од-
нако за счет диффузии газа сквозь
изоляцию появляются газовые вклю-
чения и вблизи жилы кабеля, т. е.
в области наибольшей напряженно-
сти электрического поля. Как будет
показано ниже, эти газовые вклю-
чения в кабелях, работающих при
переменном напряжении, являются
причиной преждевременного пробоя
изоляции, для предотвращения ко-
торого приходится снижать рабо-
чую напряженность электрического
поля, т. е. увеличивать толщину изо-
ляции кабеля, а следовательно, и
его стоимость. Поэтому кабели с
вязкой пропиткой, хотя и являются
основным типом кабелей для пере-
менных напряжений до 35 кв, ока-
зываются мало пригодными для ра-
боты при весьма высоких перемен-
ных напряжениях, когда проблема
увеличения рабочих напряженно-
стей в изоляции становится опре-
деляющей.
В кабелях высокого напряжения
в настоящее время основное рас-
пространение получила изоляция из
кабельной бумаги, пропитанной
жидким маслом, находящимся под
давлением в несколько атмосфер.
В изоляции этого типа невозможно
образование длительно существую-
щих газовых включений, так как
они немедленно заполняются жид-
ким маслом, способным перемещать-
ся вдоль кабеля. Таким образом,
устраняется основной недостаток
кабелей с вязкой,пропиткой, правда,
ценой значительного усложнения
конструкции. Существуют и другие
типы кабелей высокого напряжения,
некоторые из которых будут кратко'
рассмотрены ниже.
18-2. КАБЕЛИ С ВЯЗКОЙ ПРОПИТКОЙ
На рис. 18-1 приведено попереч-
ное сечение трехжильного кабеля
на напряжение 6 кв. Как видно из
Рис. 18-1. Трехжильный кабель с поясной
изоляцией с секторными жилами на напря-
жение 10 кв для прокладки в земле.
1 — токопроводящая жила: 2 — фазная изоляция;.
3 — поясная изоляция; 4 — наполнитель; 5 — свин-
цовая оболочка; 6 — подушка под броней, состоя-
щая из битумного состава, пропитанной бумаги»
и пряжи; 7 — броня из двух стальных оцинкован-
ных леит толщиной 0,8 мм; 8 — наружный покров»
состоящий из битумного состава, пропитанной?
пряжи н мелового покрытия.
§ 18-2]
Кабели с вязкой пропиткой
191
Таблица 18-1
Характеристики бумаги, пропиточного масла и кабельной изоляции
Изоляция Одноминутная электриче- ская прочность при 20° С, кв[мм tg б
Переменная напряжен- ность Постоянная напряжен- ность 20° С 100° с
Высушенная бумага Пропиточное масло Кабельная изоляция 10,6 24 57,5 14,9 34 174 2-Ю-3 0.8-10-3 2,6-Ю-3 3,6-10~3 33-10-3 8,5-10-а
рисунка, для уменьшения наружно-
го диаметра кабеля жилам придает-
ся не круглая, а секторная форма,
обеспечивающая более полное ис-
пользование объема под свинцовой
оболочкой. Изоляция кабеля со-
стоит из двух частей — фазной и по-
ясной. Таким образом, между жи-
лами кабеля находится двойная фаз-
ная изоляция, рассчитанная на ли-
нейное напряжение, а между каж-
дой жилой и оболочкой — фазная
плюс поясная. Зазоры между от-
дельными изолированными жилами
заполняются низкокачественной изо-
ляцией — наполнителем (джут или
бумажные жгуты). Поверх свинцо-
вой оболочки для повышения меха-
нической прочности кабеля накла-
дывается броня из стальных лент
или проволок, причем эта броня за-
щищается от коррозии битумным
составом.
Кабельная изоляция изготов-
ляется из бумажных лент шириной
10—30 мм и толщиной 20—120 мк,
наматываемых спирально слой на
слой. В каждом слое между краями
двух смежных лент сохраняются
зазоры в 1,5—3,5 лыи, благодаря на-
личию которых при изгибании кабе-
ля бумажные ленты не повреждают
друг друга. Л1асляные каналы в за-
зоре между лентами являются сла-
бым местом в изоляции, поэтому
при намотке бумаги необходимо по
возможности предотвращать совпа-
дение зазоров в двух соседних сло-
ях бумаги. На рис. 18-2, например,
показано, что в 14 слоях совпадение
зазоров произошло только 1 раз.
Во время намотки изоляции бу-
мага содержит до 10% адсорбиро-
ванной поверхностями волокон вла-
ги и воздух, для удаления которых
применяется сушка под вакуумом
при температуре 120—135° С. После
сушки, в тех же герметически за-
крытых баках производится пропит-
ка изоляции под вакуумом соста-
вом из минерального масла и ка-
нифоли.
Масло и бумага в кабельной
изоляции весьма удачно дополняют
друг друга, поэтому пробивные на-
пряженности кабельной изоляции,
значительно выше пробивных на-
пряженностей бумаги и масла, взя-
тых по отдельности, как это хорошо-
видно из табл. 18-1.
Из табл. 18-1 следут, что кабель-
ная изоляция имеет весьма высо-
кую кратковременную электриче-
скую прочность порядка 50—
60 кв/мм при переменном напряже-
нии, значительно превышающую-
прочность бумаги и масла, взятых
в отдельности. При постоянном на-
пряжении эта разница еще более
Рис. 18-2. Структура бумажной изоляции
кабеля.
I — токопроводящая жила; 2 — свинцовая оболоч-
ка; 3 — леиты бумаги; 4 — зазор между краями
спирально нанесенной леиты бумаги; 5 — шаг на-
мотки; 6 — перекрытие ленты; 7 — аозможный де-
фект в изоляции в аиде совпадения даух лент;
8 — увеличенная масляная прослойка в месте со-
впадения леит.
192
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
[Гл. 18
значительна. К сожалению, электри-
ческая прочность изоляции с вязкой
пропиткой очень сильно снижается
при увеличении времени воздейст-
вия напряжения, как это видно из
рис. 18-3 (кривая 1).
Снижение пробивного напряже-
ния кабелей с вязкой пропиткой или,
иными словами, уменьшение срока
жизни кабеля при увеличении ра-
бочего напряжения связано в пер-
вую очередь с ионизацией воздуш-
ных включений, образующихся при
переменном тепловом режиме ра-
боты кабеля.
Пузырек газа, расположенный
вблизи жилы кабеля, попадает
в область наибольшей напряженно-
сти поля, поэтому ионизация газа
может начаться даже при рабочем
напряжении. Благодаря бомбарди-
ровке ионами краев газового пузырь-
ка он раздробляется, превращаясь
в газомасляную эмульсию, которая
постепенно вытесняет масло из пор
ближайшей бумажной ленты и про-
никает в следующий масляный ка-
нал между бумажными лентами.
Так как ионизация сопровождает-
ся прохождением определенного то-
ка, одно или несколько отверстий
в первой ленте бумаги обугливает-
ся, превращаясь в хорошо проводя-
щий канал. Во втором масляном
слое процесс развивается анало-
гично, в результате чего оказывает-
ся проколотой следующая лента бу-
маги (рис. 18-4).
После того как в нескольких
слоях бумаги, примыкающих к жи-
ле, образуются проводящие каналы,
Рис. 18-3. Зависимосгь пробивной прочно-
сти изолиции кабеля с вязкой пропиткой
(кравая /) и маслонаполненного кабеля
(кривая 2) от времени действия напря-
жения.
Рис. 18-4. Схема раз-
вития пробоя с обра-
зованием проводящей
иглы и древовидных
побегов.
о — ионизация в зазоре
между краями первой
ленты; б — во второй
ленте образовался прово-
дящий канал, ионизиро-
ванная пена проникла
между второй и третьей
лентами; в — проводя-
щий канал образовался
в третьей лейте, ионизи-
рованная пена проникла
между третьей и четвер-
той лентами, начались
тангенциальные раз-
ряды.
электрическое поле в окрестности
газового включения искажается так,
как показано на рис. 18-5. Появ-
ляется тангенциальная составляю-
щая напряженности электрического
поля, и разряд получает возмож-
ность развиваться вдоль слоев бу-
маги. На этом пути прочность ка-
бельной изоляции значительно ни-
же, поэтому разряд начинает сколь-
зить вдоль слоев бумаги, несмотря
на то, что этот путь значительно
длиннее. Дойдя до соседнего зазо-
ра между лентами бумаги, разряд
переходит в следующий слой, по-
сле чего он может прорастать как
вправо, так и влево. Образуется ха-
рактерный для кабелей с вязкой
пропиткой ветвистый разряд, кото-
рый иногда доходит до оболочки ка-
беля на расстоянии 1 м и более от
места своего зарождения. По ме-
ре движения ветвистого разряда,
вдоль канала распространяется га-
зомасляная эмульсия, в которой не-
прерывно происходят ионизацион-
ные процессы, сопровождающиеся
химическим разложением бумаги и
масла.
При применяемых в кабелях
с вязкой пропиткой рабочих напря-
чале развития ветвистого раз-
ряда.
§ 18-2]
Кабели с вязкой пропиткой
193
женностях поля ветвистые разряды
развиваются весьма медленно, иног-
да в течение десятков лет. Но при
повышении напряженности поля
скорость распространения ветвистых
разрядов очень быстро возрастает,
так как увеличивается интенсив-
ность ионизации газомасляной
эмульсии. Этим в значительной ме-
ре и объясняется резкая зависимость
времени жизни кабеля с вязкой
пропиткой от длительности прило-
жения напряжения.
Благодаря этой особенности ка-
бельной изоляции с вязкой пропит-
кой в кабелях напряжением до 35 кв
применяются относительно низкие
рабочие напряженности поля, кото-
рые требуют применения указан-
ных в табл. 18-2 толщин изоляции.
Таблица 18-2
Толщина изоляции и максимальная
рабочая напряженность
электрического поля (у жилы) кабелей
с вязкой пропиткой
Номиналь- ное напря- жение, кв Толщина изоляции, мм Максимальная допустимая напряжен- ность поля (действующее значение), KBjMM
Фазная Поясная
3 1,25 0,95
6 2,2 1,05 1,5
10 3,0 1,4
20 35 6—7* 9—11* — 2,5—3,0
* Большие толщины изоляции соответствуют
меньшим сечениям жилы кабеля.
Пробой изоляции кабелей может
иметь не только ионизационный, но
и тепловой характер. Но в кабелях
с вязкой пропиткой тепловой про-
бой маловероятен, так как он мог
бы произойти при напряженностях
поля, значительно больших тех, при
которых начинают развиваться иони-
зационные процессы. Однако темпе-
ратурный режим кабелей имеет важ-
ное значение. Трехжильные кабели
имеют неблагоприятную конструк-
цию с точки зрения отвода тепла,
который затруднен из центральной
Рис 18-6. Электрическое поле
трехжильного кабеля с поясной
изоляцией.
части кабеля, удаленной от оболоч-
ки (рис. 18-1). Кроме того, электри-
ческое поле трехжильных кабелей
не является' строго радиальным
(рис. 18-6). Имеется составляющая
напряженности поля, направленная
вдоль слоев бумаги, что существен-
но уменьшает электрическую проч-
ность кабеля.
Поэтому трехжильные кабели
с пояоной изоляцией применяются
только для напряжений 10 кв и ни-
же. При более высоких напряже-
ниях (20 и 35 кв) применяются ка-
бели с отдельно освинцованными
жилами (рис. 18-7) или ка-
Рис. 18-7. Кабель с отдельно освинцован-
ными жилами типа ОСБ.
1 — токоведущая жила; 2 — изоляция; 5 — свинцо-
вая или пластмассовая оболочка фаз; 4 — между-
фазное заполнение; 5 — промежуточная леита;
6 — броня из двух стальных лент с джутовыми
подушками.
13—314
194
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
{Гл. 18
Рис. 18-8. Кабель
с экранированны-
ми секторными жи-
лами (без брони).
1 — токоведущая жи-
ла; 2 — изоляция;
— перфорированные
медные ленты; 4 —
бумажная промежу-
точная лента; 5 —
междуфазное запол-
нение; 6 — металли-
ческая лента, соеди-
няющая экраны трех
фаз; 7 — свинцовая
оболочка.
бели с экранированными жилами
(рис. 18-8). В обоих типах кабеля
жилы покрыты слоем металлизиро-
ванной бумаги, благодаря чему
устраняются местные усиления на-
пряженности электрического поля
на поверхности жилы, скрученной
из отдельных проволок. Электриче-
ское поле в кабелях обоих типов
является строго радиальным, что по-
зволяет применять примерно в 2 ра-
за большие рабочие напряженности
поля по сравнению с трехжильными
кабелями (см. табл. 18-2). Кабели
с отдельно освинцованными жила-
ми имеют большую стоимость, но
обеспечивают лучшие условия для
отвода тепла от жил кабеля, благо-
даря чему допускают передачу боль-
шей электрической мощности при
том же сечении.
При постоянном напряжении ка-
бели с вязкой пропиткой имеют
значительно более благоприятные
характеристики, так как отсутствует
возможность образования ветвистых
разрядов. В газовом включении,
расположенном вблизи жилы, так-
же возникает ионизация, но образо-
вавшиеся при этом ионы оседают на
стенках включения, ослабляют
в газовых включениях в результате образо-
вания объемных зарядов при постоянном
напряжении.
внешнее поле (рис. 18-9) и иониза-
ция прекращается. При переменном
напряжении она возобновляется в
следующем полупериоде, когда на-
пряжение источника меняет знак.
При постоянном напряжении ионы
очень медленно стекают через про-
водимость изоляции и только после
этого возникает новая вспышка
ионизации. Вспышки ионизации
менее интенсивны и происходят го-
раздо реже, чем при переменном на-
пряжении, поэтому вероятность об-
разования ветвистых разрядов прак-
тически полностью отсутствует.
Кроме того, при постоянном на-
пряжении распределение потенциа-
лов по толще изоляции определяет-
ся проводимостями ее участков. Так
как проводимость пропитанной бу-
маги всегда в несколько раз меньше
проводимости масла, в бумаге об-
разуются наибольшие напряженно-
сти поля. Это обстоятельство являет-
ся благоприятным, так как элек-
трическая прочность пропитанной
бумаги выше, чем прочность масля-
ных пленок. При переменном на-
пряжении распределение потенциа-
лов определяется емкостями, и наи-
большие напряженности поля имеют
место в масляных пленках, которые
имеют меньшую диэлектрическую
проницаемость.
Поэтому рабочая напряженность
электрического поля в случае рабо-
ты кабелей с вязкой пропиткой при
постоянном напряжении может быть
повышена до 25—30 кв/мм, т. е.
в 5—7 раз по сравнению с ампли-
тудным значением напряженности
при переменном напряжении. Это
позволяет применять кабели с вяз-
кой пропиткой для передачи энер-
§ 18-3]
Маслонаполненные кабели
195
гии при постоянном напряжени до
220 кв.
Помимо нормальных кабелей с
вязкой пропиткой промышленностью
выпускаются также кабели с обед-
ненно-пропитанной изоляцией. Изо-
ляция таких кабелей сушится и про-
питывается обычным образом, а за-
тем подвергается дополнительному
нагреву, во время которого удаляет-
ся более 70% пропитывающей массы
с поверхности бумажных лент и око-
ло 30% из лент бумаги. Оставшая-
ся масса удерживается в бумаге
капиллярными силами и не стекает
даже при вертикальной прокладке
кабеля. В этом и заключается един-
ственное преимущество кабелей
с обедненно-пропптанной изоляцией.
Электрические характеристики этой
изоляции существенно хуже, чем
у нормальной изоляции с вязкой
пропиткой, так как условия для об-
разования газовых включений ока-
зываются весьма благоприятными.
Поэтому в кабелях с обедненно-про-
пптанной изоляцией на напряжение
6—10 кв применяется увеличенная
примерно на 40% толщина изоля-
ции. Для напряжений 35 кв и выше
обедненно-пропитанная изоляция ис-
пользуется в более сложных по
устройству газонаполненных кабе-
лях, которые будут рассмотрены
в § 18-4.
18-3. МАСЛОНАПОЛНЕННЫЕ КАБЕЛИ
В настоящее время маслонапол-
ненные кабели являются основным
типом кабелей для весьма высоких
напряжений и, как правило, выпол-
няются одножильными. Основное
отличие маслонаполненных кабе-
лей заключается в том, что для про-
питки бумаги применяется жидкое
масло, способное перемещаться
вдоль кабеля и заполняющее обра-
зующиеся во время термических
циклов газовые включения. Для того
чтобы при изменении температуры
кабеля в нем не образовывалось
временного вакуума, масло в кабе-
ле должно находиться под давлени-
ем, причем чем выше давление мас-
ла, тем большие рабочие напряжен-
13*
Рис. 18-10. Маслонаполненный кабель для
подводной прокладки на напряжение 110 кв,
сечением 120 льи2 на давление 3 ат.
1 — маслопроводящий канал; 2 — токопроводящая
жила из фасонных проволок; 3 — бумажная изо-
ляция; 4— экран из металлизированной бумаги^
5 — свинцовая оболочка; 6 — битум; 7 — усили-
вающие медные ленты; 8 — антикоррозийная за-
щита усиливающих лент из битума, бумаги,
миткаля и пластиката; 9 — броня из стальной
проволоки; 10 — проволока из немагнитного мате-
риала; 11— защитные покровы из битума, пла-
стиката. миткаля и джута.
ности поля могут быть допущены
в изоляции.
На рис. 18-10 показан разрез
маслонаполненного кабеля 110 кв,
имеющего избыточное давление мас-
ла 3 ат. В этом кабеле жила сде-
лана полой, благодаря чему обра-
зуется канал, по которому масло мо-
жет свободно перемещаться в про-
дольном направлении, попадая в
изоляцию через радиальные отвер-
стия в жиле. В других конструк-
циях, помимо центрального масля-
ного канала, предусматриваются
также каналы, образующиеся бла-
годаря наличию выточек в свинцо-
вой оболочке.
Большинство современных ма-
слонаполненных кабелей работает
при избыточном давлении 3—5 агг.
что позволяет при переменном на-
пряжении использовать рабочие
напряженности поля в 6—8 кв/мм,
т. е. почти в 3 раза больше, чемч
196
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
[Гл. 18
Рис. 18-11. Маслонаполненный кабель на
напряжение 380 кв высокого давления.
! — маслопроволящий канал; 2 — токопроводящая
жила из фасонных проволок; 3 — изоляция; 4 —
экран; 5 — фасонная освинцованная оболочка; 6—
маслопроводящие каналы в углублениях свинцо-
вой оболочки; 7— вторая свинцовая оболочка; 8—
прокладки из битума и ткани; 9, 11 — бандаж
для усиления в радиальном направлении; 10 —
.бандаж для усиления в продольном направлении;
12 защитные покровы.
у кабелей 20—35 кв с вязкой про-
питкой. Такие избыточные давления
выдерживаются обычными свинцо-
выми оболочками, усиленными
с помощью медных лент. Увеличе-
ние избыточного давления до 10—-
15 ат позволяет поднять рабочие
напряженности до 10—15 кв/мм, од-
нако требует применения более
сложных по конструкции свинцовых
оболочек и усиливающих бандажей.
Поэтому маслонаполненные кабели
высокого давления применяются
только при самых высоких напряже-
ниях. На рис. 18-11 в качестве при-
мера показано устройство кабеля
^высокого давления на напряжение
380 кв. Толщина изоляции этого
кабеля равна 28 мм, а максималь-
ная рабочая напряженность поля
13,8 кв!мм. Для выравнивания рас-
пределения напряженностей по се-
чению кабеля изоляция намотана из
«бумаги различной толщины, кото-
рая равна 0,02 мм вблизи жилы и
.постепенно увеличивается к оболоч-
ке. Так как изоляция, изготовленная
из тонкой бумаги, имеет несколько
большую величину коэффициента
диэлектрической проницаемости, на-
Рис. 18-12. Схема трассы маслонаполненно-
го кабеля.
1 — концевая муфта; 2 — соединительные муфты;
3 — стопорная муфта; 4 — баки давления.
пряженность поля вблизи жилы
уменьшается, а вблизи оболочки
возрастает, благодаря чему распре-
деление напряженности делается
более равномерным.
Для поддержания неизменного
давления масла в кабеле во время
его эксплуатации на кабельной
трассе через каждые 1—2,5 км уста-
навливаются баки давления и сто-
порные муфты, как показано на
рис. 18-12. Баки давления представ-
ляют собой гофрированные сосуды
с маслом, помещенные в баки,
наполненные сжатым газом (рис.
18-13). При нагревании кабеля дав-
ление масла в нем возрастает и
часть масла из кабеля уходит в гоф-
рирований сосуд бака давления,
который при этом несколько расши-
ряется. При охлаждении масло ухо-
дит обратно в кабель. Во всех режи-
мах давление масла в гофрирован-
Рис. Г8-13. Бак давления до
3 ат с полезным объемом 70 л.
1 — кожух; 2 — упругий элемент;
3 — опорные кольца между упруги-
ми элементами; 4 — дегазированное
масло; 5 •— манометр; 6 — штуцер
для присоединения бака к кабелю;
7 — штуцер для промывки бака.
§ 18-3]
Маслонаполненные кабели.
197
них сосудах и близлежащих участ-
ках кабеля остается неизменным.
Стопорные муфты разделяют ка-
бель на отдельные участки, снаб-
жаемые маслом независимо один от
другого. Расстояние между стопор-
ными муфтами выбирается таким
образом, чтобы в средней части
участка кабеля изменение давления
не превышало допустимых преде-
лов.
Образование утечек масла в ма-
слонаполненном кабеле является
серьезной аварией, поэтому кабель-
ные трассы должны снабжаться ав-
томатической сигнализацией давле-
ния на всех участках и дифферен-
циальными манометрами, позво-
ляющими обнаруживать поврежден-
ные фазы.
Серьезной проблемой для масло-
наполненных кабелей высокого на-
пряжения является создание на-
дежных концевых муфт, которые,
помимо высокой электрической
прочности, должны также обладать
герметичностью при высоких давле-
ниях и обеспечивать соединение
маслопроводящего канала кабеля
с подпитывающей аппаратурой.
Устройство концевой муфты кабеля
во многом аналогично устройству
проходных изоляторов конденсатор-
ного типа. Одна из применяемых
конструкций концевой муфты приве-
дена на рис. 18-14.
В последнее время широкое рас-
пространение получают кабельные
соединения повышающих тщшсфоц-
ьцсдйтттато йтяляпги1ВщЬ> ърЩЩфсф
маторов гидростанций с открытыми
распределительными устройствами.
В этих случаях целесообразно объ-
единять проходной изолятор транс-
форматора с концевой кабельной
муфтой. На рис. 18-15 схематически
представлена такая конструкция на
напряжение 135 кв. В этой кон-
струкции наружная часть проход-
ного изолятора и концевая муфта
смонтированы в общей камере, на-
полненной маслом. При этом ока-
зывается ненужной фарфоровая ру-
башка для трансформаторного вво-
да, который защищен от влияния
внешней среды (дождь, пыль
Рис. 18-14. Концевая муфта на
напряжение 4U0 кв с фарфоро-
вым изолятором на давление
15 ат.
1 — свинцовая оболочка; 2 — вырав-
нивающий коиус; 3 —• фарфоровый
изолятор; 4 — конденсаторная под-
мотка; 5 — внешний экран
и т. д.), благодаря чему его разме-
ры могут быть существенно умень-
шены. В некоторых конструкциях
камера с маслом изготовляется
состоящей из двух частей, одна из
которых монтируется на трансфор-
маторе, а другая — вместе с кабе-
лем. В этом случае отпадает необ-
ходимость и в фарфоровой рубашке
для концевой муфты.
198
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
[Гл. 18
Рис. 18-15. Непссэедственный ввод масло-
наполненного кабеля на 135 кв в трансфор-
ма гор.
J — свинцовая оболочка кабеля; 2 — верхняя часть
фарфорового изолятора ввода — концевой муфты;
3 - нижняя часть кабельного ввода — муфты;
4 — соединение жилы кабеля и стержня ввода
трансформатора; 5 — конденсаторный ввод транс-
форматора; 6 — промежуточный бак, наполненный
маслом; 7 — бакелитовый цилиндр — барьер; 8 —
экран; 9 — заземленный металлический корпус
кабельного ввода.
В связи с тем, что в маслонапол-
ненных кабелях образование газо-
вых включений маловероятно, а ес-
ли они и образуются, то давление
газа в них значительно превышает
атмосферное, ионизационный про-
бои может произойти только при
напряженностях поля, значительно
превышающих рабочие. Поэтому
основную опасность для маслона-
полненных кабелей представляет
тепловой пробой. Тепловой пробои
кабеля происходит в том случае,
когда количество тепла, выделяю-
щееся в изоляции за счет диэлек-
трических потерь, превышает коли-
чество отводимого от кабеля тепла.
В этом случае температура изоля-
ции начинает катастрофически воз-
растать, и в конце концов изоляция
повреждается. Поэтому в маслона-
полненных кабелях необходимо при-
менять материалы с возможно бо-
лее низкими диэлектрическими по-
терями. В процессе изготовления
кабеля неоднократно измеряется
ig ft (при поступлении масла на за-
вод, после дегазации и фильтрации,
пропитки кабеля, а также после хра-
нения готового кабеля в течение не-
скольких суток). Для масла, нагре-
того до температуры 100° С, tg 6
должен быть не больше 0,01.
В кабелях на весьма высокие на-
пряжения вследствие большого объ-
ема изоляции диэлектрические по-
тери составляют весьма заметную
долю общих потерь, что заставляет
существенно снижать допустимую
токовую нагрузку. Так, например,
при tg 6 = 0,005 в кабеле НО кв Ди-
электрические потери составляют
10% потерь в жиле, а в кабеле
400 кв при tg 6 = 0,003 они достига-
ют 100%. Поэтому необходимо
тщательно следить за диэлектриче-
скими потерями в применяемых для
изготовления кабеля изоляционных
материалах.
18-4. ДРУГИЕ ТИПЫ КАБЕЛЕЙ
НА ВЫСОКИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
а) Кабели под давлением масла
нашли применение при напряжениях
НО—150 кв. В стальном трубопро-
воде, заполненном жидким маслом
под давлением порядка 15 ст, по-
мещаются три круглые жилы кабе-
ля, покрытые обычной изоляцией
с вязкой пропиткой (рис. 18-16).
Изоляция окружена экраном, по-
верх которого наложено герметизи-
рующее покрытие из полиэтилено-
вых или алюминиевых лент, предот-
вращающее контакт изоляции
с атмосферой во время транспорти-
ровки и укладки кабеля. Покрытие
должно быть достаточно эластич-
ным. чтобы свободно передавать
Рис. 18-16. Схематичный разрез трубопро-
вода с кабелем лод давлением масла.
1 — жила; 2 — изоляция; 3—гер1мет1иеирую1цне
защитные покровы; 4 — полукруглая проволока;
5 — стальная труба; 6 — масло; 7 — антикорро-
зийные покровы.
•§ 18-4]
Другие типы кабелей на высокие напряжения
199
изоляции давление окружающего
ее масла. Иногда в кабелях этого
типа применяют временные свин-
цовые оболочки, снимаемые во вре-
мя прокладки кабеля. В этом слу-
чае масло под давлением непосред-
ственно соприкасается с изолиро-
ванными жилами кабеля.
Характеристики кабеля с маслом
под давлением приблизительно со-
ответствуют характеристикам ма-
слонаполненных кабелей высокого
давления. Их преимущество заклю-
чается в более простой оболочке,
выдерживающей высокое давление
(стальная труба). К недостатку
этих кабелей относится значитель-
но больший объем масла на еди-
ницу длины кабеля, поэтому для под-
держания неизменного давления
масла необходимо устраивать слож-
ные автоматические насосные стан-
ции, располагаемые обычно на рас-
стоянии 10—15 км друг от друга.
Но в общем линия кабеля с мас-
лом под давлением обходится на
20—30% дешевле линии маслона-
полненного кабеля высокого давле-
ния.
б) Кабели с газом под давлением
также прокладываются в стальных
трубах (рис. 18-17), которые запол-
няются газом (азот, углекислый
газ) под давлением порядка 15 ат.
Жилы кабеля покрываются изоля-
цией с обедненной пропиткой, по-
верх изоляции имеется полиэтилено-
вая оболочка, усиленная латунны-
ми лентами. Давление газа пере-
дается изоляции кабеля, поэтому
возникающие в ней газовые включе-
ния в соответствии с законом Па-
шена начинают ионизироваться при
значительно больших напряженно-
стях поля. Это позволяет увеличить
максимальную рабочую напряжен-
ность электрического поля до 10—
12 кв!мм при давлении газа 12—
15 ат.
Трасса кабелей с газом под дав-
лением имеет относительно простое
устройство, так как для поддержа-
ния давления достаточно установить
простые баллоны со сжатым газом,
а при наклонных трассах с гидро-
Рис. 18-17. Схематичный разрез трубопро-
вода с кабелем под давлением газа.
1 — жила; 2 — изоляция; 3 — свинцовая оболочка;
4 — стальная труба; 5 — газ; 6 — антикоррозий-
ные покровы.
статическим давлением газа практи-
чески можно не считаться. При ава-
рии на трубопроводе утечка газа
происходит гораздо более быстро,
чем утечка масла. Однако изоляция,
длительное время находившаяся
в сжатом состоянии, после снятия
давления в течение многих часов
остается уплотненной и сохраняет
свои прежние электрические харак-
теристики.
К недостаткам кабелей с газом
под давлением прежде всего отно-
сятся значительно худшие условия
отвода тепла, что особенно сущест-
венно для кабелей на самые высо-
кие напряжения.
в) Газонаполненные кабели так-
же имеют обедненно-пропитанную
изоляцию, в которой прослойки
между лентами бумаги заполнены
газом. В качестве газа применяется
азот, а в последнее время также
элегаз и фреон, обеспечивающие
значительно более благоприятные
ионизационные характеристики изо-
ляции. После обеднения пропитан-
ная изоляция газонаполненных ка-
белей освинцовывается, затем про-
дувается и заполняется газом че-
рез специальные герметические на-
конечники, напаянные на свинцо-
вую оболочку с обоих концов ка-
беля.
Газонаполненные кабели на на-
пряжение до 35 кв включительно
выполняются трехфазными, а на на-
пряжение 110 кв и выше — однофаз-
200
Изоляция силовых кабелей высокого напряжения
[Гл. 18
Рис. 18-18. Схематический разрез газона-
полненного кабеля на напряжение 35 кв,
сечением 3X120 лии2.
/ — медная миогопроволочная секторная уплот-
ненная жила; 2 — экран на полупроводящей бу-
маге; 3—обедиенно-пропитанная изоляция из бу-
маг толщиной 0,08 и 0 12 мм; 4 — металлизиро-
ванная бумага; 5 — тканевая лента с медиой лу-
женой проволокой; 6.— стальной оцинкованный
гибкий газопроницаемый шланг; 7 — свинцовая
оболочка; 8 — ленты из твердотканой меди, уси-
ливающие свинцовую оболочку; 9 — антикорро-
зийный защитный слой из пластиката, битума и
прорезиненной ткани; 10 — бронепокровы.
ними. Наибольшее распространение
газонаполненные кабели получили
на напряжение до 35 кв и применя-
ются главным образом на крутона-
клонных трассах и при вертикаль-
ной прокладке. На рис. 18-18 в ка-
честве примера приведен разрез
газонаполненного трехжильного
кабеля 35 кв с давлением газа
3,5 ат. Кабель имеет секторные
уплотненные жилы, поверх которых
наложен экран из полупроводящей
бумаги. В зазорах между жилами
вблизи свинцовой оболочки распо-
ложены три газопроводящих кана-
ла, обеспечивающих перемещение
газа вдоль трассы кабеля. Два ка-
нала выполнены в виде открытой
металлической спирали, благодаря
чему газ может свободно проникать
в изоляцию кабеля. Свинцовая обо-
лочка кабеля усилена двумя медны-
ми лентами, обеспечивающими не-
обходимую механическую проч-
ность.
В газонаполненных кабелях при-
меняют различные давления от
1,5 до 12 ат, в соответствии с чем
рабочие напряженности электриче-
ского поля изменяются от 2,5 до
6,5 кв/мм. Наиболее распростране-
ны кабели с давлением газа поряд-
ка 3 ат.
Поддержание давления в газо-
наполненном кабеле осуществляется
с помощью баллонов со сжатым
газом, имеющих автоматические
клапаны, управляемые контактны-
ми манометрами.
18-5. КАБЕЛИ НА НАПРЯЖЕНИЕ
6—20кв С ИЗОЛЯЦИЕЙ
ИЗ ПОЛИМЕРОВ
Применение полимеров для изо-
ляции кабелей оказывается выгод-
ным прежде всего в кабелях для
вертикальной прокладки, в которых
изоляция из полимеров начинает
вытеснять более сложную по техно-
логии обедненно-пропитанную изоля-
цию. В качестве примера можно от-
метить кабель на напряжение 6 кв
с изоляцией из полихлорвинила.
Он имеет три секторные (медные)
жилы сечением 120 льм2, опрессован-
ные полихлорвинилом толщиной
3,6 мм. После скручивания изо-
лированные жилы заключают в
оболочку из невулканизирующе-
гося резинового компаунда, по-
верх которого накладывается броня,
в свою очередь покрытая полихлор-
виниловой оболочкой, предохраняю-
щей броню от коррозии. Общий диа-
метр кабеля 6 кв равен 56 мм, вес
6,5 т на 1 км.
18-6. ЗАВОДСКИЕ ИСПЫТАНИЯ
ИЗОЛЯЦИИ КАБЕЛЕЙ
Контрольные испытания прово-
дятся на барабанах и отдельных
отрезках кабеля для текущей про-
верки качества и выявления случай-
ных дефектов производства. На
каждой строительной длине кабе-
ля измеряется сопротивление токо-
проводящих жил и сопротивление
изоляции и проводится испытание
повышенным напряжением. Кабели
с вязкой пропиткой и маслонапол-
ненные испытываются переменным
напряжением. Кабели с обедненно-
пропитанной изоляцией и газона-
полненные кабели испытываются
постоянным напряжением, так как
в этих кабелях более вероятно
образование газовых включений и
§ 18-6]
Заводские испытания изоляции кабелей
201
Испытательные напряжения кабелей
Таблица 18-3
Тип кабеля Поясная изоляция с вязкой пропиткой на Фазная обо- лочка с вяз- кой пропиткой на Газонаполненные на Маслонапол- ненные на
6 кв 10 Кв 35 кв 10 кв 35 кв НО кв (зазем- ленная ней- траль)
Величина напряжения 50 гц Длительность, мин . . 14,2 23 65 140
10 10 . 20 15
Величина напряжения постоянного тока . . 40 130 —
Длительность, мин . . — — — 30 30 —
при повышенном переменном напря-
жении возможно образование вет-
вистых разрядов, частично повреж-
дающих кабель в процессе испыта-
ния. Величины испытательных на-
пряжений для кабелей разных ти-
пов приведены в табл. 18-3.
Как указывалось выше, для ма-
слонаполненных кабелей высокого
напряжения особую роль играет ве-
личина tg б изоляции. Для кабелей
с вязкой пропиткой абсолютная ве-
личина tg б имеет меньшее значе-
ние, зато очень важен характер
изменения tg6 при увеличении на-
пряжения, так как быстрый рост
tg6 свидетельствует о наличии в ка-
беле газовых включений. В газона-
полненных кабелях, где газовые
включения являются неотъемлемой
составной частью изоляции, обыч-
но измеряется напряжение, при ко-
тором начинается ионизация газа,
либо путем измерения tgб, либо
другими методами. Применяемые
в Советском Союзе нормы по опре-
делению tg6 и сопротивления утеч-
ки изоляции приведены в табл. 18-4.
Электрические испытания изоля-
ции кабелей не могут обнаружить
всех технологических дефектов и от-
ступлений от заданной конструкции.
Таблица 18-4
Нормы по определению tgfi и сопротивления утечки изоляции кабелей
Тип кабеля С поясной изоляцией с вязкой пропиткой на С фазной обо- лочкой с вяз- кой пропиткой на Газонаполненные на Маслонапол- ненные на
6 кв 10 кв 35 кв 10 кв 35 кв (заземлен- ная ней- траль) ПО кв (зазем- ленная ней- траль)
Напряжение при изме- рении tg б, кв . . . . 14 23 65 14 40 70
Максимально допусти- мое значение tg S при комнатной темпера- туре 0,02 0,015 0,01 0,025 0,025 0,006
Пределы напряжения при измерении tg 5 . . 4—14 4—23 10,5—65 — — 20 (0,3(7ф)
Максимально допусти- мое приращение tg В 0,008 0,006 0,0025 до 1,5(7ф.
Сопротивление утечки, норма в Мом на 1 км длины кабеля .... 100 100 100 200 400 —
202
Изоляция силовых конденсаторов
[Гл. 19
Эти дефекты наиболее просто вы-
являются путем разборки образца
кабеля длиной порядка 300 мм, ко-
торый отрезается от каждой строи-
тельной длины кабеля. Особое вни-
мание при разборке уделяется кон-
тролю однородности изготовления
изоляции и совпадения бумажных
лент, особенно вблизи жилы кабеля.
На отрезках кабелей всех напряже-
ний проверяется способность выдер-
живать изгибания, которые могут
вызвать разрыв бумажных лент и
трещины в свинцовой оболочке.
С этой целью отрезок кабеля дли-
ной 5 м навертывают на цилиндр,
диаметр которого в 15 раз больше
диаметра кабеля (по свинцовой обо-
лочке) для многожильных кабелей
и в 25 раз — для одножильных. Ка-
бель развертывают и выпрямляют,
а затем навертывают на цилиндр
в обратном направлении. Такая
операция повторяется трижды, по-
сле чего проверяется электрическая
прочность кабеля.
ГЛАВА ДЕВЯТНАДЦАТАЯ
изоляция СИЛОВЫХ КОНДЕНСАТОРОВ
19-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Силовые конденсаторы исполь-
зуются в электроэнергетических
установках в цепях, где осущест-
вляется преобразование или пере-
дача больших мощностей, и выпол-
няют ответственные и разнообраз-
ные функции, как правило,
связанные с генерированием значи-
тельной реактивной мощности
или накоплением больших коли-
честв энергии. Поэтому они нарав-
не с другими аппаратами и устрой-
ствами относятся к основному сило-
вому оборудованию электротехни-
ческих установок. В настоящее вре-
мя промышленностью выпускаются
силовые конденсаторы нескольких
типов на напряжение от 200 в до
150 кв и емкостью от тысячных до-
лей до тысяч микрофарад, различ-
ные по конструкции и другим элек-
трическим параметрам.
Силовые конденсаторы целесооб-
разно классифицировать по виду
рабочего напряжения, определяю-
щего условия работы и, следова-
тельно, поведение изоляции между
обкладками. По этому признаку
можно выделить четыре основные
группы силовых конденсаторов:
1. Конденсаторы, предназначен-
ные для работы при напряжении
промышленной частоты (50 гц).
2. Импульсные конденсаторы.
3. Конденсаторы для работы при
постоянном или пульсирующем на-
пряжении.
4. Электротермические конден-
саторы для работы при напряжении
высокой частоты (до нескольких
килогерц).
К первой группе относятся кон-
денсаторы, наиболее широко при-
меняемые в энергетике и использу-
емые для улучшения коэффициен-
та мощности промышленных уста-
новок («косинусные» конденсато-
ры), для продольной емкостной
компенсации индуктивного сопротив-
ления длинных линий электропере-
дачи и регулирования напряжения
в распределительных сетях, для от-
бора от линий высокого (напряжения
незначительной мощности и подсо-
единения к ним установок защиты и
связи, а также для некоторых дру-
гих целей. Общая установленная
реактивная мощность этих конден-
саторов в энергосистемах всего ми-
ра достигает в настоящее время не-
скольких десятков миллионов кило-
вольт-ампер. Изоляция этих конден-
саторов подвергается длительному
воздействию рабочего напряжения,
а в ряде случаев и значительным по
величине перенапряжениям. К кон-
денсаторам этой группы, как и
к другому оборудованию сетей вы-
сокого напряжения, предъявляются
очень высокие требования в отно-
шении надежности.
§ 19-1]
Общие сведения
203
Импульсные силовые конденса-
торы используются в качестве на-
копителей энергии в лабораторных
генераторах импульсных напряже-
ний и токов, а также в специальных
установках, в которых за счет бы-
строго разряда конденсаторной ба-
тареи большой емкости развивают-
ся огромные мощности, необходи-
мые для получения плазмы высоких
параметров, сильных магнитных по-
лей, электрогидравлического эффек-
та и т. д.
Импульсные конденсаторы при-
меняются в значительно более
скромных, однако быстро возра-
стающих масштабах. Они работают
в режиме чередующихся относитель-
но медленных зарядов и быстрых
разрядов на цепь с очень малым со-
противлением. В зависимости от
назначения всей установки интерва-
лы между разрядами могут состав-
лять от сотых долей до нескольких
десятков минут. При этом время и
характер разряда (апериодический,
колебательный с разным затухани-
ем) также могут меняться в боль-
ших пределах.
При постоянном или пульсирую-
щем напряжении силовые конденса-
торы работают в фильтрах выпря-
мителей высокого напряжения.
В лабораторных установках, где
мощность нагрузки часто невелика,
при большой емкости конденсато-
ров пульсация напряжения оказы-
вается незначительной и изоляция
практически находится под воздей-
ствием постоянного напряжения.
Однако в ряде случаев пульсация
напряжения на конденсаторе мо-
жет быть достаточно большой и
оказывать существенное влияние на
поведение изоляции.
Силовые конденсаторы послед-
ней группы предназначены для ко-
лебательных контуров высокоча-
стотных электротермических уста-
новок.
Устройство силового конденсато-
ра для повышения коэффициента
мощности схематически показано на
рис. 19-1. В герметизированном кор-
пусе 1 расположен пакет плоско-
Рис. 19-1. Схематическое
устройство силового конден-
сатора для повышения коэф-
фициента мощности.
I — герметический корпус; 2 — сек-
ции; 3 — металлические щеки; 4 —
стяжные хомуты; 5 — прокладки
из электрокартона; б — изоляция от
корпуса и стяжных деталей (элек-
трокартои или кабельная бумага).
прессованных рулонных секций .?,
стянутых между двумя металличе-
скими щеками 3 с помощью хому-
тов 4 и залитых жидким диэлектри-
ком. На верхних торцах секций име-
ются выводы от обкладок. В зави-
симости от номинального напряже-
ния и емкости конденсатора его сек-
ции соединяются перемычками в па-
раллельную, последовательную или
комбинированную схему. В некото-
рых конденсаторах секции подклю-
чаются к перемычкам через индиви-
дуальные предохранители. При этом
работоспособность конденсатора со-
храняется даже после пробоя не-
скольких секций. Между отдельны-
ми секциями располагают проклад-
ки 5 из электрокартона, которые
служат изоляцией между секциями
или пакетами и отчасти устраняют
неблагоприятное влияние повреж-
денных или дефектных секций на
соседние за счет того, что ограни-
204
Изоляция силовых конденсаторов
[Гл. 19
чивают дополнительный нагрев и
препятствуют распространению про-
дуктов разложения масла, образую-
щихся в поврежденной секции. От
заземленных металлических стяж-
ных деталей и корпуса секции изо-
лированы несколькими слоями ка-
бельной бумаги или электрокарто-
ном 6.
Косинусные конденсаторы раз-
ных номинальных напряжений и ре-
активной мощности, а также кон-
денсаторы другого назначения (им-
пульсные, для постоянного напряже-
ния и т. д.) принципиально устрое-
ны одинаково, т. е. состоят из паке-
тов секций, расположенных в герме-
тизированном корпусе и залитых
жидкой пропиточной массой. Отли-
чаются они размерами, числом и
схемой соединения секций, числом
пакетов и конструкцией корпуса.
В одном корпусе могут находиться
секции, образующие емкости всех
трех фаз, сгруппированные в не-
сколько пакетов. Иногда корпусом
конденсатора служат фарфоровый
или бакелитовый цилиндр с торцо-
выми металлическими выводами —
фланцами. Пакеты в этом случае
располагаются вертикально.
Конструкция корпуса, размеры и
компоновка секций в большой сте-
пени зависят от условий охлажде-
ния. В некоторых конденсаторах,
особенно на повышенные частоты,
приходится предусматривать прину-
дительное водяное охлаждение.
Основным элементом любого си-
лового конденсатора является сек-
ция, представляющая собой спи-
рально намотанный рулон из лент
диэлектрика и алюминиевой фоль-
ги, выполняющей роль электродов.
В рулонных секциях обе поверхно-
сти электродов являются активны-
ми, вследствие чего сокращается
расход металла на электроды. В на-
стоящее время секции практически
всех конденсаторов выполняют пло-
скопрессованными (рис. 19-2). Их
наматывают на круглую оправку
относительно большого диаметра,
затем снимают и сплющивают. Та-
кие секции компактны и удобны в
Рис. 19-2. Плоскопрессованная рулонная
секция.
а — общий вид; б — элемент секции.
/ — электроды из фольги; 2—бумага; 3—выводы.
а — ширина электродов; d — толщина диэлектри-
ка; б — ширина закраин.
технологическом отношении. Ем-
кость одной секции при рулонной
намотке
Qeal
секции »
где а — ширина электрода (ленты
фольги);
I — длина электрода;
d—толщина диэлектрика меж-
ду электродами.
Множитель 2 стоит в этом выра-
жении в связи с тем, что, как уже
упоминалось, обе стороны электро-
да являются активными.
Для изготовления конденсаторов
естественно стремятся использовать
диэлектрики, обладающие высокой
диэлектрической проницаемостью,
так как они позволяют получить
необходимую емкость при меньшей
площади электродов, т. е. при мень-
шей затрате материалов. Однако
столь же важное значение имеют
электрическая прочность диэлектри-
ка, величина tg6 и допустимая тем-
пература нагрева. В самом деле, во
всех случаях силовые конденсаторы
выполняют свои функции за счет
того, что в активной части их ди-
электрика, т. е. в диэлектрике, за-
ключенном между электродами,
в некоторые моменты времени на-
§ 19-1]
Общие сведения
205
капливается определенное количе-
ство энергии, используемой затем
для разных целей. Энергия W, на-
капливаемая в конденсаторе, равна:
CU2 __~eSU2 d _
W 2 2d d
= -^-E2, (19-1)
где S — площадь электродов;
Уа.д — объем активной части
диэлектрика, равный Sd;
г? и
---напряженность электриче-
ского поля в активной
части диэлектрика.
Полный объем V конденсатора
приблизительно пропорционален Уа.д.
k
Поэтому V=^£j-, т. е. количество
материалов, расходуемых на изго-
товление конденсатора и его стои-
мость, зависит от е, но еще силь-
нее от рабочей напряженности, ко-
торую желательно иметь возможно
большей. Величина рабочей напря-
женности в свою очередь зависит от
кратковременной и, особенно, дли-
тельной электрической прочности
диэлектрика, а также от потерь
в нем, условий охлаждений конден-
сатора и допускаемой для данного
диэлектрика температуры. Другими
словами, рабочая напряженность
устанавливается такой, чтобы она
не превышала электрическую проч-
ность диэлектрика и не вызывала
его нагрев выше допустимой темпе-
ратуры. Из сказанного следует, что
размеры, вес и стоимость силового
конденсатора зависят от целого ря-
да свойств диэлектрика. Поэтому
для изготовления конденсаторов ис-
пользуют те изоляционные материа-
лы, которые обладают наилучшим
сочетанием указанных свойств
(электрическая прочность, tg 6, е,
допускаемая температура и др.) и
стоимости. Кроме того, важное зна-
чение имеют механические харак-
теристики изоляционного материала
(прочность на разрыв и т. д.), так
как от них зависит режим намотки
секций.
В настоящее время в силовых
конденсаторах практически всех ти-
пов в качестве диэлектрика исполь-
зуется конденсаторная или кабель-
ная бумага, пропитанная жидким
или полужидким изоляционным ма-
териалом. Чаще всего для пропитки
применяют минеральное конденса-
торное, иногда касторовое масла.
В зарубежном конденсаторострое-
нии весьма широко используются
синтетические изоляционные жидко-
сти типа совола (хлорированные
дифенилы), имеющие ряд преиму-
ществ перед минеральным маслом.
У нас в Советском Союзе также
освоено производство силовых кон-
денсаторов с пропиткой соволом,
однако они выпускаются пока еще
в ограниченном количестве.
Пропитка бумаги резко увеличи-
вает ее электрическую прочность и
повышает диэлектрическую прони-
цаемость. Происходит это вследст-
вие того, что в многочисленных по-
рах бумаги, занимающих 25—35%
ее объема, воздух замещается мас-
лом или другим высокопрочным изо-
ляционным материалом, имеющим
более высокую диэлектрическую
проницаемость. На рис. 19-3 показа-
на зависимость диэлектрической
проницаемости пропитанной конден-
саторной бумаги от диэлектрической
проницаемости жидкой пропиточной
массы. Твердые пропиточные мас-
сы в силовых конденсаторах не при-
меняют, так как при затвердевании
Рис. 19-3. Зависимость диэлектрической
проницаемости пропитанной конденсатор-
ной бумаги KOHI от диэлектрической про-
ницаемости жидкой пропиточной массы
(В. Т. Ренне).
206 Изоляция силовых конденсаторов [ Гл. 19
они дают усадку и в диэлектрике
остаются незаполненные массой по-
ры — газовые (воздушные) включе-
ния. В силу этого снижается диэлек-
трическая проницаемость диэлек-
трика (на 10—15%) и возникает
опасность появления частичных раз-
рядов, которые постепенно разруша-
ют диэлектрик и тем самым резко
сокращают срок службы конденса-
тора.
Уменьшение рабочей напряжен-
ности и диэлектрической проницае-
мости, как это следует из (19-1),
приводит к существенному увеличе-
нию объема, веса и, следовательно,
стоимости конденсатора.
Монопольное положение, зани-
маемое бумажной пропитанной изо-
ляцией в силовом конденсаторо-
строении, объясняется тем, что эта
изоляция обладает весьма высокими
электрическими и механическими
качествами при относительно низ-
кой стоимости. Для изготовления ее
основных компонентов — бумаги и
масла — имеется большая и практи-
чески неограниченная сырьевая ба-
за. Появившиеся в последние годы
синтетические полимерные пленки
пока не используются в силовых
конденсаторах массового примене-
ния из-за высокой стоимости и де-
фицитности, а также в силу того,
что по некоторым важным показа-
телям они не сильно отличаются от
пропитанной бумаги или даже усту-
пают ей (е, минимальная возмож-
ная толщина, механические характе-
ристики). Пленки в ближайшее вре-
мя, вероятно, будут использоваться
лишь в электротермических конден-
саторах, так как некоторые из них
имеют малые диэлектрические по-
тери при высокой частоте и допу-
скают нагрев до более высоких
температур.
19-2. БУМАЖНО-ПРОПИТАННАЯ
КОНДЕНСАТОРНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
а) Исходные материалы
и их основные свойства
Для изготовления силовых кон-
денсаторов используют специальную
бумагу — конденсаторную или реже
кабельную. Наша промышленность
выпускает два сорта конденсатор-
ной бумаги: KOHI и КОНИ, толщи-
ной от 5 до 30 мк, которые отлича-
ются высокой плотностью (KOHI —
1,0 г/см3, КОНП—1,2 г/см3) и ма-
лым числом неорганических вклю-
чений. Вследствие повышенной плот-
ности такая бумага обладает более
высокой механической и электриче-
ской прочностью и увеличенной по
сравнению с другими сортами бу-
маги диэлектрической проницаемо-
стью. Электрическая прочность бу-
маги лежит в пределах 30—-
50 кв/мм (при 50 гц), причем боль-
шие значения соответствуют бумаге
более высокой плотности и меньшей
толщины.
Бумага KOHI используется глав-
ным образом для конденсаторов пе-
ременного напряжения, а КОНИ—
постоянного. Последняя в силу бо-
лее высокой плотности имеет не-
сколько увеличенные диэлектриче-
ские потери.
Кабельная бумага (толщиной
50—120 мк) применяется редко,
главным образом в конденсаторах
высокого напряжения большой
емкости индивидуального изготов-
ления.
Как уже указывалось, в боль-
шинстве случаев силовые конденса-
торы пропитывают минеральным
конденсаторным маслом, получае-
мым из трансформаторного путем
дополнительной очистки адсорбен-
тами, фильтрации, сушки и дегаза-
ции. Дополнительная обработка
производится в связи с тем, что кон-
денсаторное масло работает в бо-
лее тяжелых условиях, чем транс-
форматорное: при более высоких
напряженностях и при худшем теп-
плоотводе.
Хорошо очищенное конденсатор-
ное масло имеет электрическую
прочность не менее 200 кв 1см
(в стандартном разряднике), вели-
чину tg б около 10-4 (при 20° С и
1 000 гц) и диэлектрическую прони-
цаемость 8=2,1 <-2,2. При этом е
пропитанной маслом бумаги состав-
ляет примерно 3,8.
§ 19-2]
Бумажно-пропитанная конденсаторная изоляция
207
Для пропитки силовых конден-
саторов, работающих при постоян-
ном напряжении, иногда исполь-
зуют натуральное высокоочищенное
касторовое масло. Это масло имеет
примерно такую же электрическую
прочность, как минеральное, но
более высокую диэлектрическую
проницаемость (4,5—4,7). Вслед-
ствие этого диэлектрическая прони-
цаемость пропитанной бумаги уве-
личивается до 5,5—6,0, что позво-
ляет соответственно уменьшить
объем и вес конденсатора. Касторо-
вое масло в конденсаторах перемен-
ного напряжения не используется,
так как оно имеет очень большие
диэлектрические потери, в 5—7 раз
большие, чем у минерального масла.
В конденсаторах переменного
напряжения, кроме минерального
масла, для пропитки применяют
синтетические полярные жидкости
типа совола (пентахлордифенил
и др.), имеющие диэлектрическую
проницаемость около 5, т. е. пример-
но в 2 раза большую, чем у мине-
рального масла. Путем специальной
дополнительной очистки удается по-
лучить совол с величиной tg ft по-
рядка 0,003—0,006. Конденсаторы,
пропитанные таким соволо.м, имеют
вес на 35—40% меньше, чем кон-
денсаторы, пропитанные минераль-
ным маслом.
б) Основные свойства
бумажно-масляного
конденсаторного диэлектрика
Важнейшей характеристикой бу-
мажно-масляного диэлектрика яв-
ляется его электрическая кратко-
временная и длительная прочность.
Она зависит не только от свойств
составляющих ее материалов — бу-
маги и масла, но и от размеров ди-
электрика, т. е. от его толщины d.
На рис. 19-4 приведены зависимо-
сти кратковременной пробивной
напряженности бумажно-масляного
диэлектрика от его толщины d при
напряжении промышленной частоты,
а на рис. 19-5 — при постоянном
напряжении. Как видно, на элек-
трическую прочность оказывает
Рис. 19-4. ^Зависимость пробивной напря-
женности ' (50 гц) бумажно-масляного ди-
электрика от его толщины (И. Ф. Пересе-
ленцев).
1 диэлектрик составлен из листов бумаги тол-
щиной 15 мк; 2—4 — толщины листов бумаги со-
ответственно 12, 10 и 8 мк.
влияние не только суммарная тол-
щина диэлектрика между обкладка-
ми, но и число листов бумаги. В об-
ласти малых d электрическая проч-
ность невелика из-за наличия в от-
дельных листах бумаги «слабых
мест» — неорганических включений,
проколов и т. д. При увеличении
числа листов происходит взаимное
перекрытие этих слабых мест, веро-
ятность их совпадения в разных ме-
стах уменьшается и электрическая
прочность быстро растет, достигая
наибольшего значения при семи-де-
вяти слоях и </=60—90 мк. Даль-
нейшее увеличение толщины диэлек-
трика приводит к снижению элек-
трической прочности из-за усиления
краевого эффекта, т. е. усиления
Рис. 19-5. Зависимость пробивной напря-
женности (постоянное напряжение) бумаж-
но-масляиого диэлектрика от его толщины
(С. К. Медведев).
/ — диэлектрик составлен из листов бумаги тол-
щиной 8 мк; 2 — толщина листов бумаги
12 мк.
208
Изоляция силовых конденсаторов
[Гл. 19
неравномерности электрического по-
ля у краев электродов.
Как показали наблюдения, при
-напряженностях, лежащих значи-
тельно ниже кратковременной элек-
трической прочности, происходит
.постепенное разрушение бумажно-
масляного диэлектрика, завершаю-
щееся пробоем и выходом конденса-
тора из строя. В качестве примера
на рис. 19-6 приведена зависимость
срока службы бумажно-масляного
диэлектрика толщиной 78 мк от на-
пряженности при 50 гц. Подобная
зависимость имеет место и при по-
стоянном напряжении. Увеличение
срока службы по мере снижения Е
происходит лишь до некоторой на-
пряженности, зависящей от толщи-
ны диэлектрика и его качеств, а за-
тем срок службы становится неогра-
ниченно длительным. Эта характер-
ная для конденсаторной и некото-
рых других видов изоляции зависи-
мость срока службы от напряженно-
сти (или длительной электрической
прочности от времени воздействия
напряжения) объясняется тем, что
при определенной напряженности
,в изоляции возникают процессы, по-
степенно разрушающие ее. Основ-
ную роль здесь играют ионизацион-
ные процессы; при постоянном на-
пряжении большое значение имеют
также электрохимические явления.
Первые ионизационные процессы,
возникающие в бумажно-масляной
Рис. 19-6. Зависимость срока службы бу-
мажио-масляного диэлектрика от напря-
женности поля (амплитудные значения)
при 50 гц (Хельд и Кунце).
Толщина изоляции 6X13 мк, емкость секций
а.5 мкф-, в баке конденсатора избыточное давле-
ние масла 1,5 ат (для времен более 103 ч кривые
построены расчетным путем).
изоляции (начальная ионизация),
представляют собой небольшие раз-
ряды в тонкой масляной пленке
у электродов. Они происходят в ме-
стах наибольшей напряженности по-
ля, т. е. у краев электродов или
у складок фольги, образующихся
при опрессовке секций. Эти разряды
охватывают ничтожные объемы мас-
ла и сопровождаются рассеянием
незначительной энергии. Однако,
повторяясь несколько раз в каждый
полупериод, они постепенно разла-
гают масло, вызывая рост потерь
в нем и, таким образом, с течением
времени приводят к пробою изоля-
ции.
Чем выше напряженность, тем
интенсивнее ионизационные процес-
сы — больше число разрядов и энер-
гия, рассеиваемая в каждом разря-
де, — тем быстрее разрушается ди-
электрик, т. е. тем меньше срок
службы конденсатора.
При некоторой большой напря-
женности, лежащей, однако, еще
значительно ниже кратковременной
электрической прочности, интенсив-
ность ионизации резко возрастает
(критическая ионизация). При этом
с краев электродов развиваются
скользящие разряды, происходит
интенсивное разложение масла
с выделением газов, образующих
газовые включения. В этих включе-
ниях также происходят разряды.
За несколько секунд критической
ионизации в изоляции происходят
столь значительные изменения, что
затем интенсивная ионизация и бы-
строе разрушение диэлектрика мо-
гут происходить уже при значитель-
но более низких напряженностях,
ниже напряженности появления на-
чальной ионизации.
Учитывая сказанное, толщину
диэлектрика конденсатора выби-
рают такой, чтобы рабочая напря-
женность лежала ниже напряжен-
ности появления начальной иониза-
ции. Если в процессе эксплуатации
конденсатор может подвергаться
воздействию значительных по вели-
чине перенапряжений, то толщина
должна быть такой, чтобы не воз-
§ 19-2]
Ьумажно-пропитанная конденсаторная изоляция
209
Рис 19-7. Зависимость ионизирующей на-
пряженности от толщины бумажно-масля-
ной изоляции.
1 — критическая ионизация (по В. Т. Рение):
2 — начальная ионизация (данные кафедры ТВН
МЭИ).
никала (даже кратковременно) кри-
тическая ионизация. Другими сло-
вами, напряженность в диэлектрике
при воздействии перенапряжения
должна быть ниже напряженности
появления критической ионизации.
Как видно из рис. 19-7, напря-
женности, при которых возникают
начальная или критическая иони-
зация, сильно зависят от толщины
диэлектрика, увеличиваясь по мере
уменьшения толщины.
Кривые, приведенные на рис. 19-4
и 19-7, показывают, что наилучшим
сочетанием кратковременной элек-
трической прочности и ионизирую-
щих напряженностей, позволяющим
установить наиболее высокую рабо-
чую напряженность, обладает бу-
мажно-масляный диэлектрик с тол-
щиной порядка 60—90 мк. При
меньших толщинах происходит бы-
строе снижение кратковременной
электрической прочности, а при
больших — снижение и прочности и
ионизирующих напряженностей.
Как будет показано ниже, для кон-
денсаторов переменного напря-
жения в настоящее время рабочую
напряженность принимают равной
12—14 кв/мм (с учетом условий
охлаждения и некоторым запасом).
Таким образом, наилучшее исполь-
зование изоляции и, следовательно,
минимальные размеры и вес будут
у конденсаторов с номинальным на-
пряжением 800—1 200 в, в которых
при указанной выше оптимальной
толщине диэлектрика и получаются
такие рабочие напряженности. По-
этому конденсаторы на более высо-
кие напряжения выполняют из ря-
да последовательно соединенных
секций, на каждую из которых при-
ходится 800—1 200 в (иногда и не-
сколько больше). Вследствие этого
конденсаторы с номинальным на-
пряжением выше 1 000 в имеют при-
мерно одинаковые и хорошие эко-
номические показатели. У конден-
саторов с низким номинальным на-
пряжением (200—500 в) эти показа-
тели хуже.
При повышении частоты прило-
женного напряжения электрическая
прочность и ионизирующая напря-
женность бумажно-масляного ди-
электрика значительно снижаются
(рис. 19-8 и 19-9). Кроме того, рез-
ко возрастают потери как вслед-
Рис. 19-8. За-
висимость элек-
трической проч-
ности бумажно-
масляной изо-
ляции от ча-
стоты.
ствие увеличения числа периодов
в единицу времени, так и за счет
повышения tg 6. Поэтому силовые
конденсаторы с бумажно-масляным
диэлектриком не изготовляют на
частоты выше 10 кгц. Но и при ча-
стотах, несколько меньших 10 кгц,
приходится сильно снижать рабочие
напряженности и принимать специ-
альные меры для охлаждения. При
этом конденсаторы получаются от-
носительно громоздкими.
Напряженность, при которой
в бумажно-масляной изоляции воз-
никает ионизация, может быть зна-
14—314
210
Изоляция силовых конденсаторов
[Гл. 14
Рис. 19-9. Зависимость ионизи-
рующего напряжения бумажно-
масляной изоляции от частоты
(Гопкинс, Уолтер, Сковилл).
чительно увеличена за счет созда-
ния в баке избыточного давления
масла. Так, например, при толщине
80 мк повышение давления до 1,5 ат
приводит к увеличению ионизирую-
щей напряженности приблизительно
на 25%- Дальнейшее повышение
давления оказывается менее эффек-
тивным, но сильно усложняет кон-
струкцию корпуса конденсатора.
Ионизирующая напряженность
сильно зависит от режимов основ-
ных технологических процессов при
изготовлении конденсаторов, а
именно от остаточного давления при
вакуумной сушке секций и их про-
питке (рис. 19-10). Это обстоятель-
ство заставляет не только совершен-
ствовать технологию производства
путем проведения указанных про-
цессов при более глубоком вакууме,
Рис. 19-10. Зависимость иони-
зирующей напряженности бу-
мажно-масляной изоляции от
остаточного давления при ва-
куумной сушке и пропитке.
Толщина диэлектрика 50 мк
(И. Ф. Переселенцев).
но также надежно герметизировать
корпусы конденсаторов.
Ионизационные процессы имеют
место и при постоянном напряже-
нии, однако в этом случае интенсив-
ность их значительно меньше, т. е.
разряды следуют значительно реже.
Объясняется это точно таким же
образом, как и для кабельной изо-
ляции (см. гл. 18).
Пульсирующее напряжение в от-
ношении ионизационных процессов;
занимает промежуточное положение
между постоянным и переменным.
Здесь как бы накладываются два
ионизационных процесса: один —
обусловленный постоянной состав-
ляющей, другой — переменной со-
ставляющей. Если пульсация незна-
чительная и переменная составляю-
щая имеет такую величину, что.
действуя на диэлектрик отдельно,
она не в состоянии вызвать иониза-
цию, то ионизационные процессы
развиваются практически так же,
как и при постоянном напряжении.
Незначительные потери и суще-
ственно меньшая опасность иониза-
ционного разрушения диэлектрика
при постоянном напряжении позво-
ляют допускать много большие ра-
бочие напряженности, чем при пе-
ременном напряжении. Однако при
этом приходится ограничивать ве-
личину допускаемой пульсации, так
как чрезмерно большая пульсация
может вызвать сильный нагрев из-
за роста потерь в диэлектрике, а 'в.
ряде случаев и появление иониза-
ционных процессов.
Второй важнейшей характери-
стикой конденсаторного диэлектри-
ка является tg 6, от которого в кон-
денсаторах переменного напряже-
ния в такой же степени, как и от
электрической прочности, зависит
величина рабочей напряженности.
По нормам tg 6 бумажно-масляного
конденсаторного диэлектрика при
температуре 20° С не должен пре-
вышать 0,004 для конденсаторов
с напряжением до 525 в и 0,003 —
для конденсаторов на более высокие
напряжения. С точки зрения повы-
шения рабочей напряженности же-
§ 19-2 J
Бумажно-пропитанная конденсаторная изоляция
211
лательно иметь tg 6 возможно мень-
шим.
Диэлектрические потери в бу-
мажно-пропитанном диэлектрике
складываются из потерь в клетчатке
и потерь в пропиточном составе.
Для клетчатки величина tg б со-
ставляет примерно 0,06—0,07, т. е.
в несколько десятков раз больше,
чем у минерального конденсаторно-
го масла. Поэтому можно было бы
уменьшить потери в бумажно-мас-
ляном диэлектрике путем сокраще-
ния в нем доли клетчатки, т. е. пу-
тем снижения плотности бумаги.
Однако при этом одновременно
уменьшается и электрическая проч-
ность диэлектрика, что нежелатель-
но. Тем не менее такая мера в ряде
случаев оказывается целесообраз-
ной.
в) Рабочие напряженности
и допустимые перегрузки
Ранее уже указывалось, что ра-
бочие напряженности устанавлива-
ются, исходя из формы и длитель-
ности воздействующего напряже-
ния, электрической прочности и
ионизационных характеристик ди-
электрика, величины потерь в кон-
денсаторе и условий его охлажде-
ния. Помимо этого, учитываются
также необходимая степень надеж-
ности, требуемый срок службы, воз-
можность некоторого ухудшения
свойств диэлектрика в процессе
эксплуатации, некоторый разброс
в характеристиках исходных мате-
риалов и ряд других факторов.
В настоящее время считаются про-
веренными на практике и рекомен-
дуются следующие рабочие напря-
женности в бумажно-масляном ди-
электрике силовых конденсаторов:
1. В конденсаторах переменного
напряжения:
а) при частоте 50 гц, длитель-
ном воздействии напряжения и
отсутствии перенапряжений 12—
14 Кбдейств/^ЮИ 1
б) то же, но при возможности
появления коммутационных перена-
пряжений 8—9 кбдейств/эил;
в) го же, но при возможности
появления коммутационных и атмо-
14*
Продолжительность перегрузки, ч
Рис. 19-11. Перегрузочные характеристики
конденсатора типа КПП при разной темпе-
ратуре окружающего воздуха.
сферных перенапряжений 7—
8 Квдейств/ММ',
г) при частоте 0,1—10 кгц, дли-
тельном воздействии напряжения и
естественном охлаждении 3—
6 кв[мм\
д) то же, но водяном охлажде-
нии 8—10 кв!мм.
2. В конденсаторах постоянного
напряжения:
а) при длительном сроке службы
25—40 кв/мм;
б) при ограниченном сроке
службы до 100 кв/мм.
3. В импульсных конденсаторах:
а) при длительном сроке службы
30—40 кв/мм;
б) при ограниченном сроке
службы до 100 кв/мм.
Эти цифры характеризуют ре-
жим работы диэлектрика при номи-
нальном напряжении. Для конден-
саторов продольной компенсации
длинных линий, косинусных, а так-
же используемых для регулирова-
ния напряжения в распределитель-
ных сетях рабочие напряженности
установлены с учетом возможных
длительных или кратковременных
повышений напряжения. Допускает-
ся неограниченно длительная работа
при напряжении на 10% выше но-
минального. При более высоких
напряжениях время работы ограни-
чивается допустимым нагревом, с
учетом условий охлаждения. На рис.
19-11 приведены перегрузочные ха-
рактеристики конденсатора типа
КПМ, предназначенного для уста-
новок продольной компенсации. По-
добные характеристики имеются и
для других конденсаторов.
212
Задачи и методы профилактики изоляции
[ Гл. 20
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
профилактика изоляции
ГЛАВА ДВАДЦАТАЯ
ЗАДАЧИ И МЕТОДЫ ПРОФИЛАКТИКИ ИЗОЛЯЦИИ
Профилактикой изоляции назы-
вается система мероприятий, с по-
мощью которых обеспечивается на-
дежная работа изоляции в процес-
се эксплуатации. Эти мероприятия
прежде всего заключаются в созда-
нии нормальных условий работы
изоляции (отсутствие перегревов,
защита от увлажнения, запыления,
механических повреждений и т. д.).
Однако даже при нормальных усло-
виях работы изоляция постепенно
теряет свои первоначальные свой-
ства как за счет общего старения
диэлектрика, так и благодаря по-
явлению различного рода местных
дефектов. Постепенно развиваясь,
эти дефекты способны настолько
снизить пробивное или разрядное
напряжение изоляции, что оно мо-
жет не выдержать перенапряжений,
время от времени появляющихся
в электрических системах, или даже
рабочего напряжения. Поэтому ди-
электрические свойства изоляции
должны периодически восстанавли-
ваться во время текущих ремонтов
оборудования. Периодичность этих
ремонтов устанавливается на осно-
вании опыта эксплуатации, а про-
грамма ремонта определяется ха-
рактером дефектов, образовавшихся
в изоляции. В большинстве случаев
эти дефекты не могут быть обнару-
жены путем простого осмотра изо-
ляции и для их выявления необхо-
дима определенная программа ис-
пытаний, которые называются про-
филактическими. При правильной
эксплуатации изоляции профилак-
тические испытания проводятся си-
стематически, а не только перед те-
кущими ремонтами, что позволяет
осуществлять непрерывный кон-
троль за ее состоянием и, если нуж-
но, производить сверхплановые ре-
монты, если состояние изоляции явля-
ется угрожающим и она может быть
пробита во время эксплуатации.
Для каждого вида изоляции ха-
рактерны определенные виды де-
фектов, изучение физических осо-
бенностей и причин появления ко-
торых также входит в задачи про-
филактики изоляции. Такое изуче-
ние, с одной стороны, позволяет бо-
лее правильно организовать экс-
плуатацию оборудования, а с дру-
гой стороны, разрабатывать методы
профилактических испытаний, наи-
более приспособленные для обна-
ружения именно данного дефекта.
При всем разнообразии дефек-
тов изоляции их можно разделить
на две основные группы: а) сосре-
доточенные (или местные) дефекты
и б) распределенные дефекты.
Сосредоточенные дефекты воз-
никают в относительно небольшой
части всего объема диэлектрика,
однако представляют для него даже
большую опасность, чем распреде-
ленные дефекты. Типичным приме-
ром сосредоточенного дефекта яв-
ляется, например, трещина фарфо-
ра под шапкой подвесного изолято-
ра, которая образуется обычно за
счет механических нагрузок. Такая
трещина, с одной стороны, ослабля-
ет механическую прочность всей
гирлянды, а с другой стороны, резко
уменьшает пробивное напряжение
изолятора. Изоляторы с трещинами
безусловно требуют замены на но-
вые.
Распределенные дефекты обычно
охватывают весь объем диэлектрика
или во всяком случае значительную
его часть. Характерным примером
распределенного дефекта явля-
ется увлажнение наружных слоев
многослойной изоляции (например,
изоляции вращающихся машин),
которое происходит за счет впиты-
вания влаги из окружающей среды
волокнами бумаги.
214
Процессы в многослойном диэлектрике
[ Гл. 21
Рис 214. Двухслойный диэлек-
трик.
определяться только емкостями,
поэтому при /=0
U =_______01_____и-
10 С, + С2
и —_______О'_____и-
20 с, + с£ и’
(21-1)
причем на обкладках обоих конден-
саторов будут находиться одинако-
вые заряды
риалы типа бумаги (кабели, кон-
денсаторы, вращающиеся машины,
трансформаторы и др.). Ухудшение
качества слоистой изоляции в боль-
шинстве случаев происходит путем
более или менее однородного изме-
нения свойств одного или несколь-
ких слоев, тогда как характеристи-
ки остальных слоев остаются прак-
тически неизменными. Это приводит
к неоднородности диэлектрика и
своеобразному характеру изменения
его емкости и диэлектрических по-
терь.
Рассмотрим простейшую модель
неоднородного диэлектрика, со-
стоящую из двух слоев (рис. 21-1),
обладающих различными диэлек-
трическими проницаемостями ei и е2
и удельными проводимостями у1 и
у2. Если площадь диэлектрика рав-
на S, а толщина слоя соответствен-
но di и d2, то емкости и проводимо-
сти слоев обмотки будут равны:
’ dt ’ 2 d2 ’
. 11s Тг£
1 d
Допустим, что в результате
ухудшения состояния изоляции, на-
пример увлажнения, проводимость
первого слоя резко увеличилась,
в то время как второй слой остался
в нормальном состоянии и его про-
водимость пренебрежимо мала.
В этом случае g2^.gi и схема за-
мещения двухслойного диэлектрика
может быть представлена с по-
мощью рис. 21-2.
В момент включения такого ди-
электрика на постоянное напряже-
ние с амплитудой U распределение
напряжения между слоями будет
С2С,
Ч — Чю Чго — 10 — E2t720
Г-и. (21-2)
2
Если источник, к которому под-
ключается диэлектрик, бесконечно
мощный, то заряд q будет сообщен
диэлектрику в очень короткий про-
межуток времени, т. е. будет иметь
место весьма кратковременный
всплеск тока теоретически беско-
нечно большой амплитуды. Вслед
за этим начинается переходный про-
цесс, так как конденсатор Сь за-
шунтированный проводимостью qx,
не может удержать первоначально-
го заряда <7ю. В итоге этого пере-
ходного процесса емкость С] пол-
ностью разряжается и все напряже-
ние оказывается приложенным
к емкости С2.
Нетрудно показать, что во время
переходного процесса
и ~и ___________01___
и'~и с, + с2
-//т
е
(21-3)
Рис. 21-2. Упрощенная
схема замещения двух-
слойного диэлектрика
с резко неоднородными
проводимостями слоев.
Процессы в многослойном диэлектрике
215
В конце переходного процесса
заряд на емкости становится равным
Q 2К == CJJ,
поэтому диэлектрику должен сооб-
щаться дополнительный заряд, так
называемый «заряд абсорбции"
С2
<7абс = <7гк ~ <7 = ТТТСГ ’ (21 ’4)
Рис. 21-4. Ток абсорбции мощного турбо-
генератора (по измерениям Мосэнерго).
благодаря чему во время переход-
ного процесса через источник про-
ходит „ток абсорбции"
^*абс^’
причем
Таким образом, во внешней цепи
процессы в неоднородном диэлек-
трике, происходящие при его вклю-
чении на постоянное напряжение,
проявляются в появлении тока аб-
сорбции, который может быть за-
фиксирован, например, с помощью
осциллографа. Из (21-5) следует,
что при увеличении проводимости
дефектного слоя возрастает ампли-
туда тока абсорбции и одновремен-
но уменьшается его длительность
(уменьшается постоянная време-
ни т). Поэтому по осциллограмме
тока абсорбции (рис. 21-3) можно
составить определенное представле-
ние о состоянии изоляции.
Рис. 21 -3 Влияние неоднород-
ности изоляции на характер
тока абсорбции.
2 — увеличение проводимости £i
в 3 раза по сравнению с /.
Для иллюстрации количествен-
ных соотношений на рис. 21-4 при-
ведена кривая тока абсорбции мощ-
ного турбогенератора по данным
Мосэнерго. Как видно, в отличие
от рис. 21-3 эта кривая не стремит-
ся к нулю, так как в действительно-
сти слой 2 также обладает опреде-
ленной проводимостью, поэтому
после окончания переходного про-
цесса в схеме продолжает прохо-
дить сквозной ток проводимости
пр g. + g2
Однако измерять ток абсорбции
не удобно, во-первых, потому, что
он мал по величине, а во-вторых,
потому, что ему предшествует силь-
ный бросок тока заряда емкостей
Ci и С2, от которого приходится за-
щищать измерительные приборы.
Поэтому иногда пользуются други-
ми методами обнаружения явления
абсорбции, например так называе-
мым методом измерения возвратно-
го напряжения. В этом случае испы-
туемый диэлектрик включается к
источнику постоянного напряжения
на достаточно длительное время,
в течение которого переходный про-
цесс успевает закончиться. После
этого образец отключается от источ-
ника и на мгновение замыкается
накоротко. Затем производится из-
мерение напряжения на зажимах
образца с помощью осциллографа.
При замыкании образца накорот-
ко (рис. 21-5) заряженный до напря-
жения U конденсатор С2 оказывает-
ся соединенным параллельно с раз-
ряженным конденсатором В ре-
зультате, накопленный заряд q2v=
= C2U мгновенно перераспределит-
Процессы в многослойном диэлектрике
213
Наиболее распространенным
способом обнаружения общего ухуд-
шения состояния диэлектрика яв-
ляется измерение tg 6. Из курса
электротехнических материалов из-
вестно, что величина диэлектриче-
ских потерь является показателем
качества диэлектрика. В чистых ди-
электриках tg 6 обычно весьма мал,
но может значительно увеличивать-
ся при наличии посторонних приме-
сей. Старение диэлектрика, сопро-
вождающееся его постепенным хи-
мическим разложением, всегда при-
водит к росту диэлектрических по-
терь и может быть легко обнаруже-
но путем измерения tg6, которое,
таким образом, является одним из
основных методов профилактиче-
ских испытаний изоляции.
Но этот метод не может являть-
ся единственным прежде всего по-
тому, что он не обнаруживает це-
лого ряда сосредоточенных дефек-
тов. Если, например, в небольшом
объеме диэлектрика, занимающем
2% всей изоляции, произошло рез-
кое увеличение tg6, допустим,
в 5 раз, то общие потери в диэлек-
трике увеличатся всего на 2 • 5=
= 10%, соответственно увеличится и
измеряемое значение tg 6, которое
отнюдь не будет свидетельствовать
об ухудшении состояния изоляции.
Поэтому, для обнаружения сосре-
доточенных дефектов необходимо
применение специальных методов.
С другой стороны, возможны по-
вреждения изоляции,которые и эти-
ми специальными методами обна-
ружены быть не могут. Например,
в изоляции может произойти час-
тичный пробой диэлектрика, в ме-
сте которого, как это часто бывает,
образовался хорошо проводящий
канал за счет обугливания изоля-
ции. Такой дефект приводит к силь-
ному снижению пробивной прочно-
сти и может быть обнаружен толь-
ко приложением повышенного на-
пряжения. Аналогично заводским
испытаниям испытание повышенным
напряжением является одним из ос-
новных методов профилактики изо-
ляции, совершенно обязательным
после выхода изоляции из ремонта.
Однако при этом величина испыта-
тельного напряжения в эксплуата-
ции всегда принимается ниже на-
пряжения заводских испытаний. Это
связано, во-первых, с учетом посте-
пенного ухудшения состояния изо-
ляции после выпуска ее с завода,
а во-вторых, с опасениями повре-
дить изоляцию при испытаниях за
счет возможного появления частич-
ных пробоев.
Следует иметь в виду, что испы-
тания повышенным напряжением
также не могут быть единственным
методом профилактики, так как воз-
можны дефекты, не приводящие
к немедленному снижению пробив-
ного напряжения изоляции. Напри-
мер, равномерное увлажнение всей
толщи диэлектрика обычно не сни-
жает его пробивного напряжения,
однако является совершенно недо-
пустимым, так как приводит к рез-
кому увеличению tg 6, перегреву
изоляции и ее последующему раз-
рушению.
Таким образом, для профилакти-
ки изоляции необходимо иметь
большое количество методов изме-
рений, каждый из которых приспо-
соблен для обнаружения дефектов
определенного типа. В зависимости
от дефектов, характерных для дан-
ного вида изоляции, для ее профи-
лактики должен использоваться тот
или иной набор этих методов.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ПЕРВАЯ
ПРОЦЕССЫ В МНОГОСЛОЙНОМ диэлектрике
В промышленной изоляции, как
было показано в предыдущих гла-
вах, очень часто применяются ком-
бинации диэлектриков, сочетание
которых позволяет получить наибо-
лее благоприятные свойства изоля-
ционной конструкции. В частности,
очень большое распространение по-
лучила слоистая изоляция, в состав
которой входят волокнистые мате-
216
Измерение tg б и емкости как метод профилактики изоляции
[Гл. 22
Рис. 21-5. Схема опыта по определению
возвратного напряжения.
ся между слоями пропорционально
их емкостям, причем напряжение
на каждом слое будет равно:
(21-6)
После размыкания закорачиваю-
щего рубильника К, напряжение на
всем образце вначале будет равно
нулю, так как напряжения отдель-
ных слоев при последовательном
соединении компенсируют друг дру-
га. Однако в дальнейшем емкость
Ci будет разряжаться через свою
проводимость gt, в то время как на-
пряжение слоя 2 останется практи-
чески неизменным. Поэтому изме-
ряемое на образце напряжение по-
Рис. 21-6. Изменение во времени «возврат-
ного напряжения».
степенно возрастает, а затем очень
медленно снижается до нуля (за
счет того, что слой 2 все же имеет
определенную проводимость), как
это показано на рис. 21-6. Очевидно,
что показателем ухудшения изоля-
ции в данном случае является ско-
рость возрастания напряжения, ко-
торая увеличивается с ростом про-
водимости первого слоя. Амплитуда
возвратного напряжения зависит от
соотношения емкостей слоев. Чем
больше толщина дефектного слоя /,
тем больше емкость С2 и тем, сле-
довательно, большую амплитуду
будет иметь возвратное напряже-
ние. Таким образом, величина на-
пряжения является показателем
степени распространения дефекта,
а скорость его нарастания — пока-
зателем степени ухудшения изоля-
ции.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ВТОРАЯ
ИЗМЕРЕНИЕ tg6 И ЕМКОСТИ КАК МЕТОД
ПРОФИЛАКТИКИ ИЗОЛЯЦИИ
22-1. ФИЗИЧЕСКОЕ
СОДЕРЖАНИЕ МЕТОДА
В однородном диэлектрике вели-
чина диэлектрических потерь явля-
ется хорошим показателем его хи-
мической чистоты, так как всякого
рода примеси, особенно появляю-
щиеся в процессе эксплуатации,
приводят к заметному увеличению
tg б. Если в диэлектрике возникает
достаточно большое количество га-
зовых включений, то сами по себе
эти включения не приводят к воз-
растанию tg б, так как нейтральные
газы обладают весьма низкими ди-
электрическими потерями. Однако
если напряженность поля в газовом
включении во время измерений пре-
высит критическую величину и во
включении начнется процесс иони-
зации, tg 6 самого газового вклю-
чения резко возрастает, что приво-
дит к определенному увеличению
tg б всего образца. Измерение зави-
симости tg б от напряжения может
способствовать обнаружению тако-
§ 22-1]
Физическое содержание метода
217
го рода дефектов, при наличии ко-
торых эта зависимость будет иметь
вид, показанный на рис. 22-1.
Хотя при измерениях tg б обыч-
но попутно измеряется и емкость
образца, для однородного диэлек-
трика и диэлектрика с небольшими
равномерно распределенными газо-
выми включениями ее величина не
представляет интереса с точки зре-
ния профилактики изоляции. Иное
положение имеет место для много-
слойной изоляции. Для того чтобы
это показать, допустим, что двух-
слойный диэлектрик рис. 21-2 под-
ключен к синусоидальному напря-
жению. Полная проводимоость схе-
мы при переменном напряжении,
очевидно, равна:
о_ (/toC, +g1)/<oC2 _
jco (Ct + C2) -f- g,
__+ /ыС2 (gf+w’C, (C,+C2)J
~ g? + «2 (C, + C2)2 '
(22-1)
Таким образом, схема может
быть представлена в виде параллель-
но соединенных эквивалентной про-
водимости
<о2С^
ёа ~ ё1 gf + ^nc. + c,)2 ~
огС2
Si
1 -у ы2-.2 (22-2)
и эквивалентной емкости
г ___г g^ + со2С, (С, + С2>
дП 777 , ,2
gi + СО2 (С, + С2)2
t9S
Рис. 22-1. Зависимость изоляции, со-
держащей воздушные включения, от напря-
жения. При напряжении, близком к (7И, на-
чинается ионизация включений.
Из полученных формул следует,
что tg 6 и эквивалентная емкость
зависят от частоты ы и постоянной
времени т. Эти зависимости могут
быть использованы для профилакти-
ческих испытаний изоляции.
а) Применение зависимости
емкости от частоты (метод
емкость—частота)
Из (22-3) следует, что емкость
слоистого диэлектрика с потерями
при возрастании частоты уменьшает-
ся. В частности, при «>-*0 (постоян-
ное напряжение) Сэ-»-С() = С2, т. е.
к величине емкости неповрежденного
слоя. В другом предельном случае,
когда <о->оо, емкость —
С>С
= г ,* , т. е. к величине, которую
имеет образец в момент включения
к источнику постоянного напряжения.
Разность Со — Соо=Саес часто назы-
вают емкостью абсорбции. При изме-
нении частоты в достаточно широких
пределах емкость изменяется так,,
как показано на рис. 22-2.
Метод емкость — частота заклю-
чается в сравнении величин емко-
сти, измеренных при двух различ-
Величина tg 8 двухслойного ди-
электрика определяется выраже-
нием
te 8=—ga ____
й <оСэ С, Со ’
+ ®2Т2
- '"'ОС
(22-4)
где Са — С3 и С^= С1'+Сг •
Рис. 22-2. Зависимость емкости двухслойно-
го неоднородного диэлектрика от частоты.
.218
Измерение tg 6 и емкости как метод профилактики изоляции
| Гл. 22
ных частотах, одна из которых
должна лежать в левой части кри-
вой рис. 22-2, а другая — в правой.
Этот метод нашел наиболее широ-
кое применение при профилактиче-
ских испытаниях изоляции транс-
форматоров и способен обнаружи-
вать главным образом увлажнение
поверхностных слоев изоляции. Ем-
кость измеряется при частотах
50 гц (С50) и 2 гц (С2). Из опыта
было найдено, что для органических
волокнистых материалов степень
•увлажнения считается недопусти-
мой, если -тА > 1,3.
Ь50
Рис. 22-3. Зависимость tg6=f(Z°)
для изоляции трансформаторов.
1 в 2 — увлажненная: 3 — сухая.
б) Применение зависимости
емкости от температуры
При увеличении температуры ди-
электрика его проводимость посте-
пенно увеличивается, причем наибо-
лее сильный рост проводимости на-
блюдается у влажных слоев. При
росте температуры, с одной сторо-
ны, усиливается степень неоднород-
ности диэлектрика, с другой сторо-
ны — уменьшается постоянная вре-
мени т. Поэтому увеличение темпе-
ратуры действует приблизительно
так же, как и уменьшение частоты.
В случае использования этого мето-
да измеряется емкость при темпера-
турах 70 и 20° С, причем показате-
лем недопустимой степени увлаж-
ненности является
^>1,3.
С 20°
В силу значительной трудоемко-
сти, связанной с необходимостью
нагревать образец до высокой тем-
пературы, этот метод не получил
широкого распространения.
в) Применение зависимости
tg 6 от температуры или частоты
Из (22-4) следует, что зависи-
мость tg S от произведения о>т имеет
максимум при
|/ ьос
который обычно при
испытаниях не достигается, так как
соответствует очень большим часто-
там или температурам. Для профи-
лактики изоляции с равным успе-
хом могла бы применяться зависи-
мость tg б от частоты или от тем-
пературы. Но так как измерять tg 6
при различных частотах довольно
сложно, практически использова-
лась только температурная зависи-
мость.
Характерные кривые изменения
tgб с температурой для изоляции
трансформаторов (масло +бумага)
приведены на рис. 22-3, из которого
видно, что эти зависимости позво-
ляют установить критерии для опен-
ки степени увлажнения изоляции
трансформаторов (не только путем
сравнения кривых 1 или 2 с кри-
вой 3, но и фиксируя некоторое пре-
дельно допустимое наибольшее зна-
чение tg 6 при некоторой темпера-
туре). Ввиду быстроты и простоты
измерения лишь одного значе-
ния tg б метод абсолютного значе-
ния tg б получил широкое распро-
странение в практике.
22-2. АППАРАТУРА ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ
tg б И ЕМКОСТИ В УСЛОВИЯХ
ЭКСПЛУАТАЦИИ
В энергосистемах Советского
Союза профилактические измере-
ния tg б и емкости ведутся при на-
пряжении до 10 кв частотой 50 гц
с помощью моста Шеринга. Для
§ 22-2] Аппаратура для измерения tg д и емкости в условиях эксплуатации 219
контроля влажности путем измере-
ния емкости при двух частотах (50
и 2 гц) применяются специальные
приборы ПКВ.
Оценка состояния изоляции по
значениям tg б и емкости преду-
сматривается нормативами почти
для всех видов изоляции.
а) Мост Шеринга
Принципиальная схема моста
показана на рис. 22-4. Ветви с не-
четными индексами 1 и 3 содержат
испытуемую емкость Сх (ветвь /)
комическое сопротивление /?3, прак-
тически безындукционное ввиду
бифилярной намотки. Ветви с чет-
ными индексами 2 и 4 содержат
эталонную емкость CN (ветвь 2) и
•соединенные в параллель декадное
•сопротивление /?4 и декадную ем-
кость С4.
Изменяя R3 и С4, добиваются
того, чтобы падения напряжения на
ветвях 3 и 4 совпадали по величине
и фазе, т. е. чтобы (73--(74, и тогда
ток через гальванометр Г становит-
ся равным нулю, мост уравновеши-
вается.
Условие U3=Ui будет выпол-
нено, если
тде Zj, Z2, Z3 и Z4— полные сопро-
тивления плеч моста. Полное сопро-
тивление измеряемого объекта мо-
жет быть получено с помощью
схемы последовательного или парал-
Рис. 22-4. Принципиальная схема моста
Шеринга.
дельного соединения емкости Сх и
сопротивления Rx. Пусть например,
выбрана последовательная схема за-
мещения. Тогда Zx = Rx-\—и
условие равновесия моста (22-5) с
учетом действительного сопротивле-
ния каждого плеча запишется сле-
дующим образом:
/иСх /
Ri
— R —
К3 /«Сд, •
(22-6)
Приравнивая по отдельности дей-
ствительную и мнимую части равен-
ства, можно получить:
С —С
,
Rx = R3^-- (22-7)
Так как tg о образца при после-
довательной схеме замещения равен
<оСх/?х, то
tg 8 = <»С XRX = <оС4/?4. (22-8)
Обычно постоянное Rt берется
равным:
=3 184 ом,
* т:
тогда
tg8 = 100it -^-С4=10вС4,
т. е. tg6 оказывается численно рав-
ным емкости С4, мкф.
Уравнения (22-7) и (22-8) выра-
жают основное свойство схемы,
состоящее в том, что она уравно-
вешивается раздельно и незави-
симо по углу и модулю напряже-
ния t/4, так что изменение /?3 ме-
няет только модуль (74, а изменение
С4—фазу этого напряжения. Не-
достатком схемы является то, что
при достигнутой чувствительности
индикаторов равновесия приходит-
ся применять при измерении высо-
кое напряжение 6—10 кв, хотя явле-
220
Измерение tg 6 и емкости как метод профилактики изоляции
[ Гл. 22
Рис. 22-5. «Переверну-
тая» схема моста Ше-
ринга.
ния абсорбции линейны и их проте-
кание не зависит от величины при-
ложенного к объекту напряжения.
Ценным свойством схемы Ше-
ринга рис. 22-4 является то, что на
измерительных ветвях 3 и 4 напря-
жение по отношению к земле не
превышает нескольких вольт и на
декадных сопротивлениях /?3 и С4
потенциалы полностью безопасны.
При токах через емкость Сж, превы-
шающих 0,01 а, применяют шунти-
рование сопротивления R3.
При измерениях в условиях экс-
плуатации возникает осложнение,
состоящее в том, что объект испы-
тания не имеет электрода, изолиро-
ванного от земли, вследствие чего
схема рис. 22-4 как основная, не
может применяться.
В СССР в настоящее время на-
шла применение так называемая
«перевернутая» схема (рис. 22-5),
получающаяся из нормальной, если
в ней точку «земля» и точку «высо-
кое напряжение» поменять места-
ми. При этом один из электродов
испытуемого конденсатора оказы-
вается заземленным, что как раз и
необходимо при измерениях в экс-
плуатации, где корпусы машин,
фланцы изоляторов глухо заземле-
ны. Но в этой схеме оказывается
под высоким потенциалом обе из-
мерительные ветви моста, включая
гальванометр.
Безопасность работы в «перевер-
нутой» схеме обеспечивается тем,
что управление декадными сопро-
тивлениями /?3, и шунтом произ-
водится посредством изолирующих
штанг, имеющих испытательное на-
пряжение 15—20 кв при номиналь-
ном напряжении 10 кв. Концы
этих ручек находятся над заземлен-
ным экраном в форме ящика, в ко-
тором и размещаются декады, шунт,
гальванометр, что исключает воз-
можность прикосновения к ним.
Однако, кроме мер безопасности,
необходимо исключить влияние па-
разитных емкостей измерительных
ветвей на землю, которые находят-
ся под полным напряжением. Токи,
протекающие через них, вызывают
падения напряжения в измеритель-
ных ветвях и достигнутое равнове-
сие моста будет ложным.
Для исключения этих паразит-
ных токов на землю между зазем-
ленным экраном безопасности и эле-
ментами измерительных ветвей вво-
дится экран, присоединяемый к ли-
Рис. 22-6. Экранирование „перевернутой*
схемы моста Шеринга.
•^ВН — экран высокого напряжения; Эо—экран без-
опасности.
нейному зажиму схемы, т. е. к за-
жиму высокого напряжения тра<нс-
форматора *.
Теперь паразитные токи между
этим экраном и измерительными
ветвями становятся весьма малы-
1 В нормальной схеме применяется ана-
логичное экранирование, но экран присо-
единяется к земле.
§ 22-2 ] Аппаратура для измерения tg 6 и емкости в условиях эксплуатации 221
мп, так как разность потенциалов
между ними не превышает несколь-
ких вольт, а емкостное сопротивле-
ние этим токам определяется не-
большой емкостью экран-измери-
тельные ветви и емкостью объекта,
•соединенной с первой последова-
тельно Cx>Cjv-
Расположение экранов в пере-
вернутой схеме показано на
рис. 22-6. При работе по этой схеме
прежде всего надо иметь в виду, что
от измерительных ветвей к конден-
саторам CN и Сх идут соединитель-
ные проводники, находящиеся под
•высоким потенциалом.
б) Приборы контроля
влажности ( П КВ)
В более простых по устройству
(в сравнении с мостовыми) прибо-
рах для контроля увлажнения орга-
нических диэлектриков, главным
образом изоляции трансформато-
ров и машин используется измене-
ние емкости или с частотой (е — г),
или во времени при ее заряде
(е —б).
Схема прибора е — г показана
на рис. 22-7, на котором буквой 17
обозначен переключатель, f раз
в секунду присоединяющий и от-
соединяющий емкость Сх к источни-
ку напряжения.
При включении на разряд (П ра-
зомкнут) емкость Сн (нагрузочная)
воспринимает сначала заряд «гео-
метрической» емкости объекта, а за-
тем вместе с его абсорбционной
емкостью разряжается на гальвано-
метр и сопротивление /?ш, представ-
ляющее шунт гальванометра.
Рис. 22-7. Принципиальна я схема
прибора е — г.
Рис. 22-8. Принципиальная схема раздель-
ного измерения «геометрической» и абсорб-
ционной емкостей.
Действие на катушку гальвано-
метра тока разрядки емкости Сх
компенсируется противотоком от ба-
тареи 70 в. В свою очередь величи-
на противотока определяется на-
пряжением, подводимым от делите-
ля напряжения Дд к цепи из А’ш и
гальванометра, так что величина ем-
кости объекта пропорциональна
этому напряжению.
В приборе используются две ча-
стоты перезарядки, нижняя 0,3—
2 гц, верхняя 50 гц.
Если х—ступень на делителе Дд,
при которой гальванометр приходит
на нуль, то в одном измерении
Cxi—kxi, в другом Cx2=kx2 и сразу
находится отношение емкостей при
взятых частотах
0*х2 -^2
(22-9)
В приборах е— в отдельно изме-
ряются заряды .геометрической"
емкости (Сг —С^) и абсорбционной
(Сабо = Са — Сю) и рассматривается
их отношение . При измерениях
С г
используются напряжения абсорбции,
рассмотренные ранее. Для измерения
заряда .геометрической* емкости,
предварительно заряженной, объект
на несколько миллисекунд подклю-
чается к измерительной схеме, пока-
занной на рис. 22-8.
При переводе переключателя П
на контакт 2 емкость сразу же вос-
примет заряд «геометрической» ем-
кости объекта, и соответственно эта-
лонная (без потерь и абсорбции)
емкость CN зарядится до некоторо-
222
Частичные разряды в изоляции и методы их обнаружения
! Гл. 23
Рис. 22-9. Температурная зависимость ве-
б"абс .
личины —р— Для трансформаторов оез
масла.
гз напряжения П2. Время заряда
в несколько миллисекунд задаст ре-
ле времени Р. Аналогично изме-
ряется Сабе, при этом выбирается
длительное время для разряда аб-
сорбционной слагающей емкости
объекта: постоянная времени
т = /?вхСвх выбирается равной 1 сек.
т. е. в 100 и более раз больше вре-
мени заряда. В этом случае на
CN измеряют Сабе и отношение
О а б с Снв,-
~й~г сГ’
На рис. 22-9 приводится опытная
кривая зависимости ст степени
увлажнения для трансформатора
(твердая изоляция—электрокартон).
Эта кривая показывает, что изме-
рение чувствительно к степени
С г
увлажнения твердой изоляции.
Сравнение кривых рис. 22-9 и 22-3
показывает, что метод tg 8 и метод
е — в дают согласующиеся резуль-
таты, однако измерения более
просты, требуют меньшего времени;
с другой стороны, метод tg 8 более
чувствителен в начальной стадии
увлажнения.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ТРЕТЬЯ
ЧАСТИЧНЫЕ РАЗРЯДЫ В ИЗОЛЯЦИИ
И МЕТОДЫ ИХ ОБНАРУЖЕНИЯ
23-1. ФИЗИЧЕСКИЕ
ОСНОВЫ МЕТОДА
Выше уже упоминалось, что воз-
душные или газовые включения яв-
ляются одним из наиболее распро-
страненных типов сосредоточенных
дефектов. В силу того, что диэлек-
трическая проницаемость воздуха
в несколько раз меньше диэлектри-
ческой проницаемости окружающе-
го включения твердого диэлектрика,
напряженность поля в газовой по-
лости может значительно превы-
шать среднюю напряженность поля
в изоляции. Поэтому в ряде слу-
чаев в полости возникают иониза-
ционные процессы даже при рабо-
чем напряжении, совокупность ко-
торых обычно называется частичны-
ми разрядами, так как они охваты-
вают только небольшую часть всего
расстояния между электродами.
Возникновение частичных раз-
рядов в большинстве типов изоля-
ции (исключение представляет лишь
керамическая изоляция) является
совершенно недопустимым, так как
оно приводит к интенсивному раз-
ложению диэлектрика и распростра-
нению дефекта. Например, для ми-
калентной изоляции неминуем про-
бой через несколько лет после воз-
никновения частичного разряда,
а для бумажной изоляции пробой
может наступить через несколько
месяцев или даже дней.
Именно поэтому важным прин-
ципом конструирования изоляции
является требование отсутствия
ионизации воздушных включений
при рабочем напряжении или устра-
нение самих включений (путем ва-
куумировки, компаундирования и
др.). Если внутри органической
изоляции при рабочем напряжении
появились частичные разряды, го
в основной изоляции эту «корони-
рующую» часть изоляционной конст-
рукции в подходящий момент сле-
дует заменить, иначе в дальнейшем
§ 23-:]
Физические основы метода
223;
неминуемо произойдет пробой в не-
предвиденный срок (например,
сменить изоляцию стержня машины
и т. п.).
Рассмотрим основные свойства
частичных разрядов в газовых
включениях, которые лежат в осно-
ве методики измерения их интен-
сивности и оценки результатов из-
мерений,
В простейшем случае изоляцию
с одним воздушным включением
можно представить в виде схемы
замещения рис. 23-1, в которой кон-
денсатор Св представляет собой ем-
кость воздушного включения, шун-
тируемую частичным разрядом,
Со — емкость диэлектрика, находя-
щегося в пределах силовых линий
электрического поля, пересекающих
воздушное включение, Сд — емкость
остальной части диэлектрика, Z —
сопротивление внешней цепи. Если
напряжение на воздушном включении
С
превысит разрядное CB = t/ -г ° >>
С0-гСв
>(7вр, возникнет ионизация, кото-
рая в большинстве случаев имеет
форму искрового разряда, после че-
го напряжение на емкости Св па-
дает практически до нуля. В резуль-
тате этого напряжение на объекте
уменьшается на величину
Д(7=(7В
Со
Со -|- Сд
— (J_________У_______
(Со + СдМСо + Св)’
(23-1)
но в дальнейшем оно очень быстро
восстанавливается за счет зарядки
емкости объекта через сопротивле-
ние внешней цепи Z. В момент ча-
стичного разряда через включение
проходит кратковременный всплеск
тока ip, который сопровождается
импульсом тока i во внешней цепи,
связанным с зарядкой емкости объ-
екта после понижения напряжения
на величину AJ7.
Возникающие при частичном раз-
ряде ионы разных знаков двигают-
ся под действием электрического по-
ля в противоположных направле-
ниях к границам газового включе-
ния. Так как по крайней мере одна
Рис. 23-1. Упрощенная схема
замещения диэлектрика с ча-
стичным разрядом.
из этих границ не имеет контакта-
с электродами, ионы остаются ад-
сорбированными на стенках, умень-
шают напряженность поля во вклю-
чении и препятствуют дальнейшему
развитию ионизации. Поэтому ток.
частичного разряда имеет форму
кратковременного пика длительно-
стью порядка 10-7—10~8 сек. Если
первый разряд во включении прои-
зошел задолго до максимума пере-
менного напряжения, то после уве-
личения напряжения на включении
приблизительно до 2 (7вр может
произойти повторный разряд, сопро-
вождающийся вторым импульсом
тока. В следующий полупериод,
промышленной частоты, ионы,
оставшиеся от предыдущего полу-
периода, наоборот, способствуют
возникновению разряда при более
низком напряжении аналогично то-
му, как это имеет место в коронном
разряде. Поэтому, например, если
нормальное разрядное напряжение
выше приложенного, ио разряд все-
же произошел в силу случайных
причин в одном из полупериодов, то-
он повторится и в следующем по-
лупериоде, пока опять же в силу
характерных для разряда разбро-
сов в одном из полупериодов разря-
да не будет. При этом разряды пре-
кратятся до тех пор, пока снова не
произойдет разряд при напряжении
несколько ниже среднего разрядно-
го. Такие серии импульсов частич-
ных разрядов с длительными пау-
зами между ними по данным
ОРГРЭС характерны для фарфоро-
вой изоляции линий электропере-
дачи.
224
Частичные разряды в изоляции и методы их обнаружения
[ Гл. 23
Как указывалось выше, каждый
импульс тока частичного разряда
имеет весьма малую длительность
порядка 10-7—10-8 сек. Так как
в изоляции часто возникает несколь-
ко обособленных газовых включе-
ний и разряды в этих включениях
происходят несинхронно, то в те-
чение полупериода промышленной
частоты имеет место несколько им-
пульсов тока. Серия таких импуль-
сов обладает определенным спект-
ром частот, лежащих в пределах от
сотен килогерц до 10 и более мега-
герц.
23-2. МЕТОДЫ ОБНАРУЖЕНИЯ
ЧАСТИЧНЫХ РАЗРЯДОВ
Импульс тока частичного разря-
да приводит к кратковременному
снижению напряжения на объектен
к появлению всплеска тока во
внешней цепи. Поэтому наличие
частичных разрядов в изоляции
в принципе может определяться
тремя различными методами:
а) Путем измерения напряже-
ния на объекте.
б) Измерением тока во внешней
цепи.
в) С помощью измерения интен-
сивности электромагнитных волн,
излучаемых частичным разрядом во
внешнее пространство.
Из (23-1) следует, что при ча-
стичном разряде напряжение на
объекте изменяется весьма незначи-
тельно, так как обычно СО<СВ и
<< Сд. Поэтому АП составляет не
Рис. 23-2. Принципиальная схема измере-
ния колебания напряжения на зажимах
объекта при частичных разрядах.
ИО— испытуемый объект; С—конденсатор вы-
сокого напряжения; L — индуктивный шунт; У —
усилитель; ЭО — электронный дсциллограф или
ламповый вольтметр.
Рис. 23-3. Принципиальная схема регистра-
ции пиков тока частичных разрядов.
ИО—испытуемый объект; Свх —входная емкость
трансформатора или конденсатор высокого напря-
жения.
более 1 % нормального напряжения
на объекте. В силу малости величи-
ны АП невелика и амплитуда тока
во внешней цепи, что, естественно,
сильно затрудняет измерение этих
величин. Однако, как указывалось
выше, частотный спектр импульсов
тока частичного разряда располо-
жен в области очень больших ча-
стот, которые в кривой напряжения
источника или в кривой емкостного
тока полностью отсутствуют. Поэто-
му для индикации частичных разря-
дов в диэлектрике целесообразно
применять схемы, обладающие из-
бирательной чувствительностью к
высоким частотам.
Приборы, предназначенные для
измерения колебаний напряжения
или тока во внешней цепи, вклю-
чаются непосредственно в испыта-
тельную схему и обычно называют-
ся индикаторами частичных разря-
дов (ИЧР). Принципиальные схемы
измерения колебаний напряжения
и регистрации пиков тока во внеш-
ней цепи приведены на рис. 23-2 и
23-3. В схеме рис. 23-2 толчок на-
пряжения на испытуемом объекте,
вызванный частичным разрядом,
возбуждает затухающие колебания
в контуре, состоящем из конденсато-
ра высокого напряжения и индук-
тивности измерительного шунта, ко-
торые регистрируются электронным
осциллографом или ламповым вольт-
метром. Аналогичные колебания
возникают и в схеме рис. 23-3 под
действием импульса тока. Таким об-
разом, в обеих схемах фактически
регистрируются не сами частичные
§ 23-2 |
Методы обнаружения частичных разрядов
225
разряды, а вторичные процессы, ко-
торые под действием этих разрядов
происходят в измерительной схеме.
Составной частью каждого индика-
тора частичных разрядов является
усилитель, который в схемах
рис. 23-2 и 23-3 может быть весьма
простым, так как он должен усили-
вать колебания с частотами, лежа-
щими в очень узких пределах, опре-
деляемых собственной частотой ко-
лебательного контура.
Для того чтобы определять на-
личие частичных разрядов во вре-
мя нормальной эксплуатации обо-
рудования, вместо ИЧР применяют-
ся высокочастотные дефектоскопы,
которые имеют с объектом индук-
тивную связь, осуществляемую
с помощью специального щупа
(рис. 23-4). Ток, проходящий в цепи
заземления объекта, наводит в рам-
ке щупа э. д. с., которая затем уси-
ливается и измеряется осциллогра-
фом или ламповым вольтметром.
Так как э. д. с., измеряемая высо-
кочастотным дефектоскопом, наво-
дится непосредственно вызванным
частичным разрядом током во внеш-
ней цепи, усилитель должен иметь
значительно более широкую полосу
пропускания. Обычно входной кон-
тур прибора настраивается на ча-
стоту 2—10 Мгц. На рис. 23-5 приве-
дена блок-схема высокочастотного
дефектоскопа Д-9 системы ОРГРЭС,
который состоит из двухчастотного
щупа (антенны), радиоприемной
части, амплитудного анализатора со
счетной схемой и пикового вольт-
метра. Прибор позволяет измерять
два основных показателя интенсив-
ности частичных разрядов: макси-
мальную амплитуду импульсов тока
в цепи объекта и число импульсов
в секунду при разных амплитудах ’.
Третьей разновидностью прибо-
ров, применяемых для обнаружения
частичных разрядов, являются ин-
дикаторы радиоизлучений частич-
ных разрядов (ПРИ), которые вос-
1 Подробное описание этого дефекто-
скопа приведено в книге П. М. С в и , Кон-
троль высоковольтной изоляции методом ча-
стичных разрядов.
Рис. 23-4. Принципиальная схема обнару-
жения частичных разрядов с помощью вы-
сокочастотного дефектоскопа.
Щ — индуктивный щуп в виде рамки или
катушки.
принимают с помощью антенны
электромагнитные волны, излучае-
мые самим частичным разрядом.
Основным преимуществом этих ин-
дикаторов является возможность
применения направленных антенн и
четкая пеленгация источника излу-
чения. Однако это возможно только
при весьма высоких частотах поряд-
ка 100 Мгц, при которых интенсив-
ность излучения частичного разря-
да относительно невелика.
Использование метода частич-
ных разрядов для профилактиче-
ских испытаний является весьма
перспективным, так как он допуска-
ет возможность непрерывного кон-
троля изоляции под рабочим напря-
жением. Однако до настоящего
времени этот метод не нашел до-
статочно широкого применения
благодаря целому ряду трудностей.
Основное затруднение, которое
приходится преодолевать при при-
менении метода частичных разря-
дов, связано с наличием большого
количества помех, затрудняющих
расшифровку получаемых резуль-
татов. Основным источником помех
является коронный разряд в возду-
хе на проводах, ошиновке или арма-
туре изоляторов. Имея природу,
сходную с частичными разрядами,
корона наводит в рамке дефекто-
скопа сигналы, которые весьма
трудно отличить от сигналов, созда-
ваемых частичными разрядами. По
этому, высокочастотные дефектоско-
пы можно применять только в тех
случаях, когда заранее известно,
что уровень коронных помех неве-
15—314
226
Другие методы профилактических испытаний
I Гл. 24
Рис. 23-5. Блок-схема дефектоскопа Д-9 системы ОРГРЭС.
лик. Значительные помехи создает
также искрение на коллекторах ра-
ботающих поблизости вращающих-
ся машин, работа различных вы-
ключающих устройств, связанных
с обрывом дуги между контактами.
Вторая трудность метода заклю-
чается в том, что он фиксирует не
наличие дефекта, а наличие в нем
частичных разрядов. Например,
трещина в фарфоре подвесного изо-
лятора является источником интен-
сивных частичных разрядов. Однако
при попадании в эту трещину вла-
ги ее стенки становятся проводящи-
ми и частичные разряды исчезают.
несмотря на то, что дефект оста-
ется. В органической изоляции по-
сле длительного существования ча-
стичных разрядов стенки включе-
ния постепенно обугливаются и
также становятся проводящими, что
опять-таки приводит к прекраще-
нию частичных разрядов, хотя де-
фект изоляции стал еще более серь-
езным. Поэтому существующие ме-
тоды частичных разрядов способны
обнаруживать дефекты только на
определенной стадии развития и мо-
гут использоваться лишь в комби-
нации с другими методами профи-
лактических испытаний.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ЧЕТВЕРТАЯ
ДРУГИЕ МЕТОДЫ ПРОФИЛАКТИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ
24-1. ИЗМЕРЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ
(ТОКА) УТЕЧКИ
Этот метод профилактических
испытаний наиболее прост и поэто-
му нашел весьма широкое распро-
странение. Ток утечки в изоляции
может увеличиваться по сравнению
с нормальной величиной при увели-
чении проводимости самого диэлек-
трика или его поверхности. При
этом, однако, ток утечки существен-
но возрастает только в том случае,
если проводимость увеличилась на
всем пути между электродами. По-
этому рассматриваемый метод мо-
жет обнаруживать только распре-
деленные дефекты, простирающиеся
от одного электрода до другого. Из-
мерение токов (сопротивления)
утечки может осуществляться с по-
мощью выпрямителя высокого
напряжения, в цепь которого вклю-
чается чувствительный гальвано-
метр постоянного тока. Такие изме-
рения всегда производятся попутно
с испытаниями изоляции повышен-
ным постоянным напряжением. При
применении метода в качестве са-
мостоятельного обычно используют-
ся индукторные или электронные
мегомметры.
На рис. 24-1 показана схема со-
единений обычно применяемого при
измерении сопротивления изоляции
высокого напряжения мегомметра
МО-06 на 2,5 кв. Для изменения
чувствительности прибора преду-
смотрены сопротивления R2 и Rs,
§ 24-2 ]
Метод просвечивания
227
Рис. 24-1. Принципиальная схема мегоммет-
ра МС-06 2,5 кв.
1 — большая рамка; 2 — малая рамка; 4 — генера-
тор; 5 — переключатель чувствительности.
шунтирующие основное сопротивле-
ние /?ь При включении этих сопро-
тивлений показания прибора делят-
ся соответственно на п=10ип=100.
На основной шкале нанесены деле-
ния от 0 до 10 000 Мом. Показанный
на рис. 24-1 конденсатор С сглажи-
вает пульсации напряжения индук-
тора. При пользовании прибором
следует иметь в виду, что шкала
мегомметра действительна при по-
стоянной скорости вращения, для
облегчения поддержания которой
прибор снабжен центробежным ре-
гулятором. Прибор М.С-06 снабжен
экранами, на схеме не показанными.
24-2. МЕТОД ПРОСВЕЧИВАНИЯ
В последнее время при профи-
лактических испытаниях начал
применяться метод просвечивания
изоляции рентгеновыми лучами или
ультразвуком.
а) Рентгеновы лучи, проникая в
толшу диэлектрика, постепенно те-
ряют свою интенсивность, главным
образом за счет затраты энергии на
ионизацию атомов диэлектрика.
Если интенсивность исходных рент-
геновых лучей равна /о, то после
прохождения слоя изоляции толщи-
ной d их интенсивность снизится до
величины
где у — коэффициент ослабления,
различный для разных ма-
териалов.
Рентгеновские лучи
нпинпш
Рис. 24-2. Схема просвечива-
ния изоляции рентгеновыми
лучами.
Коэффициент ослабления рент-
геновых лучей при их распростра-
нении в газовой среде весьма мал.
Поэтому, если изоляция имеет га-
зовое включение (рис. 24-2), то про-
шедшие через газовое включение
лучи будут иметь большую интен-
сивность
где х — размер газового включения
по направлению рентгено-
вых лучей.
Если под испытуемым объектом
поместить фотопластинку, то на ней
получится изображение испытуемо-
го объекта, причем газовые вклю-
чения можно обнаружить по более
темным местам на эмульсии.
Просвечивание рентгеновыми лу-
чами оказалось единственным эф-
фективным средством для обнару-
жения дефектов заливки мастикой
вводов ВМ-35Н. В мастике образу-
ются трещины и пустоты. По трещи-
нам может протекать влага к бума-
ге сердечника, и при сильном увлаж-
нении снизится пробивное напряже-
ние. В другом случае при армиров-
ке фланца цемент проникает в пус-
тоты, которые должны бы были за-
полняться мастикой. Так как темпе-
ратурный коэффициент расширения
у цемента больше, чем у фарфора,
то в результате происходит растре-
скивание фарфоровой рубашки. Эти
два дефекта часто не обнаружива-
лись ОТК завода и вели к эксплуа-
тации к авариям.
На рис. 24-3 в качестве приме-
ра приведена рентгенограмма (по-
зитив) верхней части изолятора
15*
228
Другие методы профилактических испытаний
[ Гл. 24
Рис. 24-3. Рентгенограмма верхней части
изолятора ВМ-35Н с дефектами в мастике
(Федченко и Иерусалимский).
Дефекты отмечены стрелками.
ВМ-35-Н с дефектами в мастике (на
позитиве они получаются в виде бе-
лых пятен).
Вместо рентгеновских аппаратов
для получения излучения в настоя-
щее время иногда применяют радио-
активные изотопы, дающие доста-
точно интенсивный поток у-лучей.
Наиболее подходящим для этого
является кобальт-60. Нашей про-
мышленностью выпускается несколь-
ко специальных аппаратов для про-
мышленной у-графии. Методы про-
филактики при применении радио-
активных элементов весьма сходны
с рентгеноскопией.
б) Просвечивание ультразвуком
обнаруживает наличие воздушных
включений в массе основной изоля-
ции. Практически способ находит
применение для контроля пористо-
сти фарфора, качества склейки фар-
фора по отсутствию в плоскости
склейки воздуха. Способ основан на
том, что в твердых телах ультра-
звук распространяется со скоростью
примерно 0,5 см/мксек. Напротив,
Рис 24-4. Просвечивание
ультразвуком.
/ — прямая волна ультразвука; 2 —
•отраженная волна; 3— воздушное
включение; 4 — твердое тело.
воздух представляет среду, через
которую ультразвук почти не про-
никает, так как расстояния между
молекулами воздуха велики и они
движутся беспорядочно и независи-
мо. Поэтому от газовых включений
ультразвуковая волна почти полно-
стью отражается. По приходу отра-
женных волн и можно судить о рас-
положении воздушных включений
(рис. 24-4).
24-3. ИЗМЕРЕНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ
НАПРЯЖЕНИЯ
Измерение распределения на-
пряжения по элементам составного
изолятора (гирлянда подвесных
изоляторов, колонна штыревых изо-
ляторов и т. п.), а также по по-
верхности отдельных изоляторов
(проходной, опорный или штыревой
изолятор) может производиться при
рабочем напряжении. Основной ме-
тод интерпретации заключается
в сравнении полученного опытным
путем распределения напряжения
с нормальным распределением, по-
лученным заранее для заведомо ис-
правной конструкции, находящейся
в тех же условиях (например, нор-
мальные распределения напряжения
по гирляндам изоляторов, подве-
шенных на металлических и дере-
вянных опорах, различны). Обычно
по характеру кривой распределения
можно судить о местоположении де-
фекта — пробитого элемента гирлян.
ды, проводящей дорожки в бакели-
товом цилиндре проходного изоля-
тора и т. д.
Наибольшее распространение
метод получил при профилактиче-
ских испытаниях линейной изоля-
ции. Основными приборами для
определения распределения напря-
жения являются измерительные
штанги. На рис. 24-5 приведена про-
стейшая, так называемая «жужжа-
щая» штанга, с помощью которой
может закорачиваться один из эле-
ментов гирлянды В случае исправ-
ного изолятора между одним из
электродов штанги и шапкой изоля-
тора все время проскакивают искры
емкостного тока, которые издают
§ 25-1 ]
Линейная изоляция
229
Рис. 24-6. Принци-
пиальная схема
верхней головки
штанги с измери-
тельным искровым
промежутком.
Рис. 24-5. Простей-
шее устройство
для контроля изо-
ляторов — жужжа-
щая штанга
характерный звук, хорошо слышный
оператору. Если изолятор пробит, то
искрение не возникает. Таким обра-
зом, с помощью жужжащей штан-
ги можно обнаруживать лишь «ну-
левые», т. е. полностью пробитые
изоляторы, которые совершенно не
держат напряжения. Более совер-
шенной является штанга с измери-
тельным искровым промежутком,
принципиальная схема которой по-
казана на рис. 24-6. Конденсатор С
в схеме рис. 24-6 должен выдер-
живать напряжение, приложенное
к наиболее нагруженному изолято-
ру гирлянды и предназначен для
предотвращения перекрытия гир-
лянды, если при измерениях штанга
наложена на хороший изолятор,
а в гирлянде имеется один или не-
сколько поврежденных. При изме-
рениях, расстояние между электро-
дами измерительного искрового про-
межутка может изменяться с зем-
ли с помощью шнура из изоляцион-
ного материала, причем на конце
штанги имеется указатель расстоя-
ния, отградуированный непосред-
ственно в киловольтах. С помощью
такой штанги можно обнаруживать
изоляторы частично поврежденные,
так как на них напряжение будет
существенно ниже нормального, хо-
тя и отлично от нуля.
24-4. МЕТОД ПОВЫШЕННОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
Повышенное напряжение долж<но
применяться при контрольных ис-
пытаниях как последняя заключаю-
щая ступень испытаний. Это испы-
тание проверяет стойкость изоля-
ции в отношении перенапряжений
различного рода. Проверка повы-
шенным напряжением производится
после того, как исчерпаны различ-
ные другие возможности обнаруже-
ния дефектной изоляции. Например,
по методу явлений абсорбции обна-
ружена чрезмерная увлажненность
изоляции и последняя прошла суш-
ку (например, изоляция вводов
трансформаторов). Однако в ре-
зультате отсутствует полная уве-
ренность в том, что изоляция обла-
дает необходимым уровнем электри-
ческой прочности, чтобы противо-
стоять возможным перенапряже-
ниям. Вместе с тем в процессе экс-
плуатации электрическая прочность
изоляции всегда несколько сни-
жается даже при отсутствии явных
дефектов, препятствующих ее даль-
нейшему использованию.
По этим причинам амплитуда
испытательного напряжения при
контрольных испытаниях на 10% и
более ниже того испытательного на-
пряжения, которое применяется при
выпуске заводом готовой продукции.
При профилактических испыта-
ниях применяется как напряжение
50 гц, так и постоянное напряже-
ние, а в отдельных случаях и им-
пульсное.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ПЯТАЯ
ПРОФИЛАКТИКА ПОДВЕСНЫХ, ОПОРНЫХ И ПРОХОДНЫХ
ИЗОЛЯТОРОВ
25-1. ЛИНЕЙНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Основным материалом изолято-
ров является фарфор или стекло,
характерными дефектами которых
являются сквозные или поверхност-
ные трещины и повреждение глазу-
ри, в результате чего возможно
увлажнение фарфора. В проходных
изоляторах для внутренней изоля-
ции применяются также масло и
230
Профилактика подвесных, опорных и проходных изоляторов
[Гл. 25
волокнистые материалы, поэтому
возможные дефекты этих изолято-
ров более разнообразны.
Для профилактических испыта-
ний линейной изоляции в настоя-
щее время применяются два мето-
да — измерение распределения на-
пряжения с помощью штанги и об-
наружение частичных разрядов вы-
сокочастотным дефектоскопом. Ин-
дикаторы радиоизлучений (ИРИ)
пока широкого распространения не
получили.
По существующим нормам вся
изоляция линий электропередач
должна контролироваться измери-
тельной штангой 1 раз в 6 лет. Эта
работа является весьма трудоемкой.
Так, например, по данным Мосэнер-
го для проверки изоляции участка
длиной 100 км линии 110 кв тре-
буется около 500 чел-ч. Линии более
высокого напряжения и линии на
высоких опорах требуют еще боль-
ших трудозатрат. Кроме того, кон-
троль с помощью штанги, даже из-
мерительной, позволяет обнаружи-
вать только изоляторы с достаточ-
но сильно развитым дефектом, ког-
да напряжение на изоляторе сильно
снижается. Вместе с тем опыты по-
казывают, что свежие трещины
в фарфоре не всегда приводят
к снижению напряжения и, таким
образом, могут не обнаруживаться
штангой.
Большое значение для линейной
изоляции имеет высокочастотная
дефектоскопия, хотя в настоящее
время еще не преодолены все труд-
ности, препятствующие широкому
использованию этого метода. Как
показала практика, высокочастот-
ные дефектоскопы всегда обнаружи-
вают пористые изоляторы и изоля-
торы с внутренними трещинами, ко-
торые с трудом обнаруживаются
штангами. Изоляторы со сквозны-
ми трещинами выявляются только
в том случае, если стенки трещины
не являются проводящими. Поэто-
му, в частности, нецелесообразно
пользоваться дефектоскопами в сы-
рую погоду и сразу после дождя.
Как уже указывалось выше, боль-
шие помехи при высокочастотной
дефектоскопии создает коронный
разряд, главным образом корона на
самой гирлянде. Поэтому примене-
ние этого метода невозможно на
линиях электропередачи, на которых
гирлянды снабжены защитной ар-
матурой в виде рогов, на концах
которых имеет место довольно ин-
тенсивная корона.
При контроле изоляции линии
приемная рамка дефектоскопа долж-
на приближаться к заземляющему
спуску опоры (или к телу опоры, ес-
ли она металлическая), через кото-
рый замыкается ток, вызванный ча-
стичным разрядом во внешней цепи.
Следует иметь в виду, что при нали-
чии тросов этот ток частично отса-
сывается и к соседним опорам, при-
чем этот эффект наиболее силен при
низких частотах. Поэтому прибор
дефектоскопа будет давать отклоне-
ния не только на опоре с дефектны-
ми изоляторами, но и на соседних.
Определить опору с дефектными
изоляторами можно только путем
сравнения показаний прибора, что
при наличии помех значительно за-
трудняет использование результа-
тов измерений.
Все эти обстоятельства требуют
тщательной эксплуатационной про-
верки метода высокочастотной де-
фектоскопии, которая в настоящее
время и проводится в ряде энерго-
систем Советского Союза. По дан-
ным ОРГРЭС периодичность про-
верки линейной изоляции этим ме-
тодом целесообразно установить
1 раз в 2 года, причем это позволит
обнаружить дефекты на более ран-
ней стадии их возникновения, чем
при измерениях штангой. Трудоза-
траты при этом сократятся почти
в 2 раза.
Следует иметь в виду, что даже
самые совершенные профилактиче-
ские испытания изоляции линий не
устраняют возможности ее перекры-
тия, например, при атмосферных
перенапряжениях. Как отмечалось
в гл. 11, большинство этих перекры-
тий при наличии быстродействую-
щей релейной защиты не препятст-
§ 25-1 ]
Линейная изоляция
231
вует успешному автоматическому
повторному включению линии, кото-
рая после этого успешно держит
рабочее напряжение^ Однако среди
этих случаев есть и такие, при кото-
рых один или несколько изоляторов
оказываются поврежденными. Есте-
ственно ожидать, что при профилак-
тических испытаниях наибольшее
число поврежденных изоляторов бу-
дет обнаружено на тех опорах, на
которых имели место перекрытия
изоляции. Поэтому весьма полезно
во время эксплуатации непрерывно
отмечать такие.опоры. Такая задача
в настоящее время поставлена и
уже разработано несколько типов
(А, В. С и D) искателей, обнару-
живающих повреждение в момент
перекрытия изоляции.
Тип А — электромагнитная вол-
на от места повреждения запускает
на ближнем конце линии ждущую
развертку электронного осциллогра-
фа, на экране которого записывает-
ся преломленная в месте установки
осциллографа волна в виде практи-
чески прямоугольного импульса
с крутым фронтом. Распределение
напряжения в линии в этот момент
времени показано на рис. 25-1, где
указана также схема испытаний.
В дальнейшем на участке линии
между ее началом и местом повреж-
дения происходят многократные от-
ражения волн, в результате которых
напряжение в начале имеет харак-
тер колебаний с полупериодом
— (рис. 25-2). Измерив эту
величину с помощью осциллографа,
нетрудно определить и место по-
вреждения.
£
Рис. 25-1. Распределение напряжения по
длине линии к моменту подхода отражен-
ного от места повреждения импульса к на-
чалу линии.
Рис. 25-2. Вид осциллограммы напряжения
у измерительного конца при искровом ко-
ротком замыкании на линии.
Обычно указанный способ дей-
ствия искателя типа А называют ме-
тодом колебательного разряда. Вме-
сто электронного осциллографа на
измерительном конце включают ми-
кросекундомер (накопитель заряда),
принципиально возможно включать
и электронный счетчик, запускаемый
при подъеме напряжения и оста-
навливаемый при уменьшении на-
пряжения.
В искателе типа В (рис. 25-3)
электромагнитная волна от места
повреждения на ближнем конце за-
пускает электронный счетчик, а элек-
тромагнитная волна в момент при-
хода к дальнему концу запускает
устройство, посылающее сигнал на
ближний конец, останавливающий
счетчик. При этом
V
Каналом для сигнала могут слу-
жить провода линии или радиоре-
лейная линия.
В искателе типа С — электро-
магнитная волна от места повреж-
дения запускает на ближнем кон-
це ГИН, посылающий импульс
к месту повреждения с регистра-
цией времени прихода отраженного
от места повреждения импульса,
при этом
2х
т =.
V
Рис. 25-3. Схема действия искателя типа В.
ЭС — электронный счетчик; СУ — сигнальное
устройство; С — конденсатор связи; 1 н 2 — отра-
женные от места повреждения волны; 3 — волна
сигнала от СУ.
232
Профилактика подвесных, опорных и проходных изоляторов
( Гл. 25
Тип D — по концам линии син-
хронно работают электронные счет-
чики. Приходящие к концам отра-
женные от места повреждения
электромагнитные волны останав-
ливают счетчики и определяется
разность хода счетчиков. Возможен
вариант метода, когда эти импуль-
сы запускают оба счетчика с нуле-
вого положения и также опреде-
ляется время хода.
Отметим, что искатели типа В
установлены у нас на одной из ли-
ний 500 кв и проходят эксплуата-
ционную проверку.
25-2. ПРОХОДНЫЕ
ИЗОЛЯТОРЫ (ВВОДЫ)
Входящая в основные конструк-
ции вводов бумага в ходе эксплуа-
тации увлажняется, что ведет к сни-
жению напряжений перекрытия и
пробоя. Так как емкость вводов не-
велика, то измерение tg 6 является
чувствительным индикатором начи-
нающегося увлажнения бумаги.
В равной мере для этой цели при-
менимы методы е—ч и е—в.
Во вводах с мастичным заполне-
нием типичными дефектами являют-
ся воздушные включения. Наличие
воздушных включений можно выяв-
лять по уровню частичных разря-
дов, вызывая во включениях иони-
зацию, другой путь — просвечива-
ние рентгеном.
Как пример применения метода
tg б к изоляторам с составной изо-
ляцией проведем оценку результа-
тов измерения tg б в маслонапол-
ненных вводах. Твердая изоляция и
масло здесь включены последова-
тельно. Если в последовательной
схеме замещения неоднородного ди-
электрика один элемент считать со-
ответствующим твердой изоляции
(Со, tg6o), а другой представляю-
щим масло (Сы, tg6M), то для Сх и
tg6x всего ввода можно написать:
р __ Сс .
1 +k’
+ tg а0
Q
где k = ~ — для маслонаполненных
С м
вводов? обычной конструкции в пре-
делах (2—3. Так как tg 6М не соста-
рившегося масла раз в 5—10 меньше,
чем твердой изоляции, то из напи-
санных соотношений видно, что по-
лученное при измерениях увлажнен-
ного ввода значение tg 8Х будет по-
вышенным.
Предельные значения угла ди-
электрических потерь для вводов,
находящихся в эксплуатации, даны
в табл. 25-1. Для новых вводов пре-
дельные значения в 2—4 раза мень-
ше указанных.
Таблица 25-1
Предельные значения угла
диэлектрических потерь в процентах
для вводов, находящихся в
эксплуатации (при температуре 20° С)
Конструкция вводов
Напряжение, кв
3—15 |20—35 | 60—1ю|154—220
Маслонаполнен-
ные ............—
Бакелитовые ма-
стиконаполнен-
ные ...........12
Мастичные ... 6
Бакелитовые . . 12
25-3. ОПОРНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
Типичный дефект — трещины
в фарфоре или загрязнения. Для
изоляторов на напряжение 3—10 кв
испытание повышенным напряже-
нием является основным и легко
осуществимым методом профилак-
тики в условиях эксплуатации. Для
более высоких рабочих напряжений
изоляторы выполняются составны-
ми, в этом случае возможно приме-
нить измерение распределения на-
пряжения. Кроме того, в опорных
изоляторах отсутствует внутренняя
изоляция, поэтому внешний осмотр
во многих случаях достаточен, что-
бы обнаружить дефектные изоля-
торы.
§ 26-1]
Главная изоляция
233
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ШЕСТАЯ
ПРОФИЛАКТИКА ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
26-1. ГЛАВНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
В процессе эксплуатации твер-
дая изоляция трансформаторов пре-
терпевает тепловой износ, ведущий
к снижению механической прочно-
сти волокон, изоляция увлажняется
и в ней возникают местные повреж-
дения от импульсных воздействий и
других причин. Оседание грязи,
влаги и шлама на изоляционных
поверхностях создает пути повы-
шенной проводимости. Масло транс-
форматоров увлажняется, стареет,
загрязняется пылью, волокнами,
продуктами старения и его электри-
ческая прочность снижается, a tg 6
растет.
Измерения tg 6 и емкости, а так-
же токов утечки получили широкое
распространение как метод профи-
лактики изоляции трансформаторов.
Непосредственный опыт показал,
что испытания этого вида безоши-
бочно выявляют увлажнение, а так-
же позволяют обнаруживать и дру-
гие дефекты твердой изоляции.
Увлажнение и загрязнение масла
достаточно хорошо определяются
анализом пробы масла (на электри-
ческую прочность и кислотное чис-
ло), что позволяет ограничить зада-
чу профилактики лишь определе-
нием состояния твердой изоляции.
Особенности измерения tg б
трансформаторов. При измерении
желательно получить данные о tg6
для твердой изоляции вводов и об-
мотки раздельно, исключив влияние
масла.
Измерить tg б вводов, можно,
отсоединив, их токоведущую часть
от обмотки, либо изолировав фла-
нец от бака трансформатора.
Измерить tg 5 обмотки, отсоеди-
ненной от вводов, при невскрытом
баке удается лишь в редких случа-
ях. Поэтому измеряют совместно
tg б вводов и изоляции обмотки, и,
пользуясь тем, что они по отноше-
нию к корпусу соединены парал-
лельно, определяют tg бо обмотки
по формуле
tg80==-C*tga*~g>tgaK , (26-1)
С х ЛС к
где Со, tg 80 — емкость и тангенс
угла потерь самой об-
мотки;
Сх, tg 8Ж — те же величины, по-
лученные при измере-
нии на трансформа-
торе в целом;
Ск, tg 8К — величины, полученные
для отдельных вводов
при раздельном изме-
рении.
Нужно отметить, что вследствие
сравнительно малой емкости угол
диэлектрических потерь вводов дает
при подсчете по формуле лишь не-
большую поправку, которой по
большей частью пренебрегают. К пе-
ресчету по этой формуле прибегают
лишь в том случае, если tg6 вводов
велик.
Роль масла при измерении tg б
обмоток может быть выяснена с по-
мощью схемы замещения, уже при-
менявшейся для оценки роли масла
при измерении tgб маслонаполнен-
ных вводов. В трансформаторах,
масло которых при измерении по
своим физико-химическим показа-
телям удовлетворяет эксплуата-
ционным нормам, единственной при-
чиной повышения tg б может быть
ухудшение твердой изоляции (объ-
емное или поверхностное), и, следо-
вательно, величина tg 6 может
явиться показателем ее состояния.
Отношение между емкостями
твердой и жидкой изоляции k =
= СО/СМ, показывающее, как это
видно из (26-1), долю, вносимую
жидкой изоляцией в величину tg б.
различно для разных зон изоляции
трансформатора. Так, для зоны
между наружной обмоткой и ба-
ком k очень велико, наоборот, для
изоляции, расположенной между
234
Профилактика изоляции трансформаторов
[Гл. 26
К высоковольтному выводу
испытательному транс-
форматору
К экранам измерительного
устройства.
Рис. 26-1. Схема непосред-
ственного измерения tg б и
емкости отдельных зон изоля-
ции трансформатора.
внутренней обмоткой и сердечни-
ком, k снижается до значения 3-5.
Поэтому, а также ввиду большей
чувствительности метода к местным
дефектам при меньших емкостях
объекта представляется целесооб-
разным определять tg б не для всей
изоляции трансформатора в целом,
а для отдельных ее зон. Определе-
ние емкости и tg б отдельных зон
может быть произведено непосред-
ственным измерением. Для этого
нужно лишь измерить tg б между
электродами, ограничивающими
данную зону изоляции, а все осталь-
ные токи отвести от измерительного
устройства (рис. 26-1).
Хотя известны случаи пробоев
изоляции, единственной причиной
которых является чрезмерное
увлажнение, однако неизвестно
предельно допустимое по теплово-
му пробою или местному перегре-
ву значение tg б. В силу этого объ-
екты, tg б которых имеет резко по-
вышенные значения по сравнению
со средневзвешенным tg б, можно
считать неблагополучными в отно-
шении электрической прочности. Ис-
ходя из необходимости отбраковать
такие объекты, и устанавливаются
нормативы. На рис. 26-2 представ-
лены результаты измерения tg б об-
мотки 10 кв у 91 трансформатора.
Ординаты кривой рис. 26-2 показы-
вают процент трансформаторов от
общего количества, у которых tg б
меньше значения, указываемого
абсциссой. Из кривой следует, что
отбраковка по tg 6=0,05 требовала
бы восстановления изоляции у 12%
трансформаторов.
На основании опыта и литера-
турных данных в Мосэнерго были
разработаны отбраковочные норма-
тивы для трансформаторов по tg6,
которыми в настоящее время поль-
зуется большинство энергосистем.
Эти нормы предусматривают из-
мерение tg6 при напряжении 10 кв
для обмоток с рабочим напряже-
нием выше 10 кв и при напряжении,
равном 0,75 номинального линейно-
го для остальных обмоток
(табл. 26-1).
Степень увлажнения твердой
изоляции трансформатора также
можно оценить, измеряя значения
емкостей по зонам, как это было
описано для tg 6, при двух темпера-
турах или двух частотах, а также
путем измерения напряжения само-
разряда в функции времени. Однако
контроль увлажнения изоляции
трансформатора по tg б является
более чувствительным методом, так
как tg б от увлажнения может уве-
личиться в 5—7 раз, а емкость
в 1,5—2 раза (данные Московского
электрозавода и Мосэнерго).
Измерение тока утечки на вы-
прямленном напряжении. Ток утечки
хорошо реагирует на сосредоточен-
ные дефекты в виде непрерывной
Рис. 26-2. Процент трансфор-
маторов, имеющих tg б, мень-
ший значений, указываемых
абсциссой (по данным ВВС
Мосэнерго для трансформато-
ров 110 кв).
§ 26-1 ]
Главная изоляция
235
Таблица 26-1
Нормы оценки состояния трансформаторов по tg 6
Изоляция При температуре, ° С Род изоляции
0 20 40 | 60 | 80 | 100
Годная 0,010 0,020 0,039 0,077 0,15 0,30 Обмотки с рабо-
Неполноценная 0,015 0,030 0,059 0,115 0,23 0,45 чим напряжением ПО и 220 кв
Годная 0,015 0.030 0,059 0,115 0,23 0,45 Обмотки с рабо-
Неполноценная 0,025 0,050 0,100 0,19 0,38 0,75 чим напряжением 35 кв и ниже
проводящей дорожки от одного
электрода к другому. Такие дефек-
ты возникают вследствие загрязне-
ния и увлажнения (обычно прокла-
док и витковой изоляции) нижней
части обмотки. На величине тока
утечки трансформатора состояние
изоляции вводов почти не сказы-
вается, так как ток утечки их в де-
сятки раз меньше тока утечки вну-
тренней изоляции. Не оказывает су-
щественного влияния и сопротивле-
ние изоляции масла, имеющего фи-
зико-химические показатели, удов-
летворяющие эксплуатационным
нормам.
Следовательно, более или менее
значительные измерения тока утеч-
ки могут быть обусловлены лишь
явлениями, происходящими в твер-
дой изоляции, главным образом той,
которая шунтирует слой масла. Раз-
деление изоляции на зоны при из-
мерении тока утечки играет мень-
шую роль, чем при определении
tg 6, однако все же не лишено смыс-
ла. При этом уменьшается величи-
на объемного тока, вследствие чего
сосредоточенные утечки обнаружи-
ваются более рельефно.
Приемы, применяемые для опре-
деления токов утечки отдельных
зон, ничем не отличаются от выше-
описанных для tg 6. По опытным
данным ток утечки 11. изменяется
в зависимости от температуры по
закону
/ _ j ^“-204
где /20„ — ток утечки того же транс-
форматора при темпера-
туре 20° С;
а = (0,05 —0,06), 1/°С.
Если при измерении, производи-
мом при достаточно высоком напря-
жении, на пути тока окажется не-
большой участок, не утративший
еще изоляционных свойств, пере-
крытие этого участка приведет
к тому, что измеренный ток утечки
будет высок и дефект будет обнару-
жен. Измерение сопротивления изо-
ляции мегомметром подобные де-
фекты не обнаруживает и, следова-
тельно, является менее эффектив-
ным.
Испытание повышенным напря-
жением. Такие сравнительно легко
устранимые дефекты, как общее
или поверхностное увлажнение об-
мотки и изоляционных деталей, их
загрязнение, нарушение размеров,
т. е. приближение к обмотке зазем-
ленных частей и отводов других
фаз, при испытании трансформато-
ра повышенным напряжением могут
привести к пробою изоляции обмот-
ки. Поэтому применение этого испы-
тания допустимо лишь после внут-
реннего осмотра трансформатора и
проведения других испытаний.
Для испытаний повышенным на-
пряжением определена периодич-
ность 5—7 лет. В некоторых энерго-
системах считают не без оснований
такой интервал между испытания-
ми слишком большим и проводят их
каждый раз после других испыта-
ний, предпочитая ремонт трансфор-
матора опасности аварии.
При испытании трансформато-
ров повышенным напряжением
очень часто обнаруживаются дефек-
ты, не связанные с состоянием ос-
новной изоляции, например, отсут-
ствие связи пакетов магнитопровода
236
Профилактика изоляции трансформаторов
[Гл. 26
между собой и с корпусом, дефекты
изоляции стяжных болтов и т. п.
26-2. ВИТКОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Для контроля витковой изоляции
необходимо прилагать к обмотке
импульсы напряжения.
При номинальных напряжениях
35 кв и выше испытательное обору-
дование в виде ГИН и однократно-
го электронного осциллографа ока-
зывается достаточно сложным и
громоздким, чтобы применять его
на месте установки трансформа-
тора.
Поэтому такого рода испытания
возможны лишь в центральных ла-
бораториях энергосистем перед тем,
как намечается проводить капи-
тальный ремонт (1 раз в 5—7 лет).
Испытания этого рода требуют
тех же условий, что и проведение
типовых импульсных испытаний
изоляции трансформатора, органи-
зуемых для контроля продукции на
заводах и в научно-исследователь-
ских лабораториях.
Поведение изоляции во время
испытания может контролироваться
по току в нейтрали или по току на
корпус. На рис 26-3 приводятся схе-
Рис. 26-3. Регистрация токов частичных
разрядов.
ма и осциллограммы тока через со-
противление в нейтрали, когда не-
исправность изоляции искусственно
имитировалась устройством игла—
игла с барйёром между ними, вклю-
чаемым между какой-либо точкой
обмотки и землей или между двумя
точками. В первом случае имитиру-
ется частичный разряд на землю в
главной изоляции, во втором — ча-
стичный разряд в витковой изоля-
ции. При этом оказалось, что зазу-
брины на осциллограммах появля-
ются лишь при частичных разрядах
на '/4 длины обмотки, считая от на-
чала обмотки. Эффективность мето-
да резко повышается, если при этом
бак изолируется от земли, а ней-
траль присоединяется к баку. В этом
случае через сопротивление в нуле
проходят и все емкостные токи на бак.
На рис. 26-4 приводятся схема и
осциллограмма тока через сопро-
Рис. 26-4. Регистрация токов в нейтрали
трансформатора.
а — схема; б — форма тока в нейтрали при нали-
чии </) и отсутствии (2) повреждения.
тивление в нуле, причем на осцил-
лограмме заметны зазубрины при
повреждении витковой изоляции
в любой части обмотки. Наилучшие
резульаты получаются в случае
когда две другие фазы разомкнуты.
При повреждении становится
большим и ток через сопротивление,
если имеется сквозной искровой
разряд (индуктивность обмотки
уменьшается). Заслуживающим
внимания является то, что метод
отмечает не только сквозные разря-
ды, но реагирует и на неполные, ча-
стичные разряды в виде поверхно-
стных стримеров. При этом на ос-
циллограмме тока появляются зуб-
цы или зазубрины, хотя величина
тока остается неизменной.
§ 27-1]
Главная изоляция
237
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ СЕДЬМАЯ
ПРОФИЛАКТИКА ИЗОЛЯЦИИ ВРАЩАЮЩИХСЯ МАШИН
27-1. ГЛАВНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Пробивные напряжения гильзо-
вой и непрерывной изоляции раз-
личных стержней очень сильно от-
личаются, что обусловливается как
свойствами слюды (неоднород-
ность), так и наличием значитель-
ной доли ручного труда при изго-
товлении изоляции. Распределение
пробивных напряжений для боль-
шой группы стержней приближенно
следует нормальному закону (см.
гл. 17).
В ходе эксплуатации в изоляции
возникают местные дефекты вслед-
ствие перегревов при коротких за-
мыканиях и механических повреж-
дений (истирание или трещины на
выходе из паза и вблизи вентиля-
ционных каналов). Вследствие
испарения изоляционных лаков
в толще изоляции создается чрез-
мерное давление газа, благодаря
чему изоляция вспучивается, появ-
ляются разрывы. Местные перегре-
вы изоляции могут быть вызваны
ее загрязнением, повреждением изо-
ляции соединительных болтов и пр.
Увлажнение изоляции, корониро-
вание в воздушных включениях так-
же могут быть причинами общего
или местного старения изоляции.
Для иллюстрации старения приводим
следующие примеры:
1. Машина с гильзовой изоляцией про-
работала более двух десятков лет. Пробив-
ное напряжение изоляции в местах выхода
из паза почти у всех гильз было немногим
выше фазового напряжения, но меньше
линейного, изоляция легко расслаивалась,
однако в пазовой части электрическая проч-
ность была высокой и сама гильза моно-
литной.
2. Синхронный компенсатор ХЭМЗ
6,6 кв 10 Мва проработал 9 лет (непрерыв-
ная изоляция). Пробивное напряжение в па-
зовой части у 77% секций было выше ЗД,
и лишь в двух секциях оно было равно
1,5 7/н; прочность пазовой изоляции у вы-
нутых стержней находились в пределах
5,7 1/н—8 t/H.
В связи с характером дефектов
машинной изоляции и еще недоста-
точной разработкой методики обна-
ружения развитых местных дефек-
тов, наибольшее значение имеет
испытание повышенным напряже-
нием. Это испытание всегда прово-
дится после ремонта машины с за-
меной изоляции у ряда стержней
или секций. Принятые у нас норма-
тивы предусматривают в этом слу-
чае одноминутное испытание на-
пряжением 50 гц (1,3—1,7) UH. Та-
кое же испытательное напряжение
рекомендуется и для проверки изо-
ляции обмотки, бывшей в эксплуа-
тации, но исправной (не имевшей
пробоев).
Однако изоляция машин часто
испытывается и постоянным напря-
жением, что имеет некоторые преи-
мущества. Дело в том, что напря-
жение постоянного тока в большей
мере должно ложиться на слюду,
чем при переменном токе, ввиду
распределения напряжения по про-
водимостям. По этой причине посто-
янный ток можно рассматривать
как искатель слабых мест в слюдя-
ной компоненте, и применение его
надо признать желательным в пер-
вую очередь для контроля изоля-
ции электрических машин в процес-
се ее изготовления. При испытании
постоянным напряжением изоляции
машин в условиях эксплуатации ис-
ходят из того, что его приложение
к исправной изоляции не вызывает
в ней каких-либо специфических по-
вреждений, а пробивное напряже-
ние ее выше, чем при переменном
токе, обычно не менее, чем в 1,5
раза. Поэтому величина испытатель-
ного выпрямленного напряжения
устанавливается (2,2—2,5) UH.
В энергосистемах СССР при ис-
пытании изоляции машин постоян-
ным напряжением одновременно
производят изменение тока утечки,
обычно при изменении напряжения
от нуля до двойного номинального
напряжения (т. е. до 14 кв при но-
минальном напряжении 6,6 кв).
238
Профилактика изоляции вращающихся машин
[ Гл. 27
Ч Таблица 27-1
Рекомендуемые испытательные напряжения для электрических машин,
трансформаторов, аппаратов при испытаниях переменным током промышленной
частоты в долях номинального линейного напряжения (при ежегодном
капитальном ремонте длительность испытаний 1 лшн)
Наименование машин
илн аппарата
повышенным напряжением изоляции
оборудования
Генераторы, ста-
торные обмотки . .
Силовые трансфор-
маторы, главная изо-
ляция вместе с вво-
дами ...» ....
Электродвигатели,
обмотки статора . .
Аппараты распре-
делительных уст-
ройств, обмотки
трансформаторов тока
совместно с вводами,
конденсаторы связи,
бетовные реакторы
Примечание. Испытания
выше 35 кв не везде выполнимы.
иа напряжение
Ввиду наличия явлений абсорбции
длительность выдержки под напря-
жением на каждой его ступени
должна быть значительной, порядка
10—20 мин. При этих измерениях
оказывается в ряде случаев воз-
можным по признаку нарушения
линейной зависимости между током
утечки и напряжением судить о ве-
личине пробивного напряжения.
На рис. 27-1 показана зависи-
мость сопротивления утечки от на-
пряжения для конкретного случая.
При дальнейшем подъеме напряже-
ния пробой произошел прибли-
зительно при напряжении, не-
сколько большем 40 кв, что соответ-
Рис. 27-1. Зависимость сопро-
тивления изоляции 7?ю от на-
пряжения.
ствует результату экстраполяции
кривой рис. 27-1.
Надо заметить, однако, что
в отдельных случаях зависимость,
показанная на рис. 27-1, не наблю-
дается. По-видимому, это те случаи,
когда обмотка расслоена, так как
тогда на пути тока утечки имеются
практически непроводящие воздуш-
ные включения.
Вместо того чтобы определять
полную кривую Ry—f(U), часто
используют менее трудоемкий вариант
этого метода, определяя R? при но-
минальном напряжении и 5О°/о номи-
нального и вводя коэффициент де-
р
фектности р= |00°/о, считая, что при
К50%
|3>2 изоляция дефектна.
В табл. 27-1 приведены рекомен-
дуемые у нас испытательные напря-
жения для различной изоляции, на-
ходящейся в эксплуатации.
После каждого ремонта или
длительного простоя без нагрузки
изоляция генераторов должна под-
вергаться сушке для удаления ад-
сорбированной за это время влаги.
Необходимая длительность сушки
в очень сильной степени зависит от
степени увлажнения изоляции, по-
§ 27-1 ]
Главная изоляция
239
этому целесообразно иметь метод,
позволяющий контролир'овать про-
цесс увлажнения изоляции.
В процессе сушки изоляции гене-
раторов характерное изменение
претерпевает отношение начально-
го значения тока абсорбции к току
утечки.
т
/у ’
которое можно назвать коэффици-
ентом абсорбции. Вместо начально-
го тока достаточно взять одноми-
нутный, вместо тока утечки — деся-
щминутный и рассмотреть:
... _ fl f 10_R1O f?l
ho ~~ R1
У сухой изоляции коэффици-
ент т имеет значение 2—3, у влаж-
ной— от 0 до 1. Объясняется это
тем, что у влажной изоляции ток /а
мал в сравнении с током /у, поэто-
му т близко к нулю. У сухой изо-
ляции ток /у мал в сравнении с то-
ком 1Лмт достигает значения 2—3.
В. В. Пучковский успешно при-
менил для контроля увлажнения
изоляции машин измерения напря-
жения саморазряда. Можно пред-
полагать, что в сухих машинах ско-
рость саморазряда в основном опре-
деляется небольшой утечкой по по-
верхности, в сырых — большой утеч-
кой по поверхности, хотя утечки в
объеме изоляции в обоих случаях
невелики. Поэтому скорость спада
напряжения до некоторой опреде-
ленной величины, например до 85%
напряжения заряда, оказывается
резко различной в сухой и увлаж-
ненной изоляции (в среднем в 50
раз), и, таким образом, измерение
напряжения саморазряда является
еще более чувствительным методом,
чем определение коэффициента т.
Измерение tg 6 у электрических
машин имеет лишь сравнительную
ценность. Измерения tg б должны
вестись систематически из года
в год, и тогда их сравнение может
дать сведения об общем состоянии
изоляции машины, хотя у нас часто
производят эти измерения 1 раз
в 3—5 лет.
Для выяснения состояния изоля-
ции машин в отношении ее иониза-
ционных характеристик необходимо
снимать зависимость tg = . На
заводе «Электросила», например,
для новых машин tg б измеряют
при (0,5—1,5) UH и в этих пределах
допускают приращение tg б от 0,04
до 0,05, считая эти значения макси-
мально допустимыми. Однако при
этом исходят не из каких-либо фи-
зических фактов, а из условий со-
блюдения средних уровней техноло-
гии изготовления изоляции машины,
включая качество сырья.
В отношении абсолютного зна-
чения tg б на заводе «Электросила»
считают максимально допустимыми
значениями tg 6 при номинальном
напряжении (при температуре по-
мещения) :
для новых машин 4—6 Мет не более 0,15
то же...........6—25 Мет не более 0,12
» »...........25 Мет и выше не
более 0,10.
Проведение разделения потерь
на потери в основном диэлектрике
(потери абсорбции) и на иониза-
ционные потери, а также определе-
ние точки ионизации следует счи-
тать желательным как при завод-
ских, так и эксплуатационных испы-
таниях. Однако в последнем случае
целью испытания является проверка
того, что при напряжении вблизи
t7H ионизационные потерн отсут-
ствуют и поэтому достаточны изме-
рения tg б при напряжении от
0,54 UH до 1,25 UH.
Заметим, что для контроля
увлажнения изоляции измерения
емкости в функции температуры
целесообразны лишь для машин
низкого напряжения с бумажной
изоляцией и не эффективны для
машин со слюдяной изоляцией
ввиду ее большей неоднородности и
роста по этой причине емкости
с температурой.
Однако эти измерения делаются
необходимыми для определения из
них величин емкостного тока маши-
ны в рабочем режиме. Цикл испы-
таний изоляции генераторов, нахо-
240
П рофилактика изоляции вращающихся машин
[ Гл. 27
дящихся в эксплуатации, может со-
стоять из следующего:
1. Снятие кривой R = f (/) в диа-
пазоне от 0,5—1 мин до 10—30 мин.
2. Снятие кривой =
в диапазоне 0,5 07$—1,25 0$.
3. Измерение сопротивления
утечки обмотки и статорных болтов.
4. Контрольные испытания по-
вышенным напряжением постоянно-
го или переменного тока.
27-2. ВИТКОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
В главе, посвященной изоляции
вращающихся машин, уже указыва-
лось на те трудности, которые воз-
никают при испытании витковой
изоляции неразрезанных катушек
даже до их укладки в пазы. Испы-
тания витковой изоляции полностью
собранной машины еще более за-
труднительны. Делались попытки
применять для этих испытаний им-
пульсные напряжения, приклады-
ваемые к началу обмотки, при рас-
пространении которых вдоль обмот-
ки создаются повышенные разности
потенциалов между соседними вит-
ками. Однако амплитуда импульс-
ного напряжения, прикладываемого
к машине, вследствие низкого ко-
эффициента импульса не может
быть больше испытательного на-
пряжения промышленной частоты.
Опыт показывает, что при этом до-
статочные для испытания напряже-
ния возникают лишь между витками
начальной части обмотки. Вслед-
ствие сглаживания фронта импульс-
ной волны в середине и в конце об-
мотки напряжения на витковой изо-
ляции оказываются слишком малы-
ми. Поэтому, используя импульсные
напряжения для испытания витко-
вой изоляции, необходимо иметь
возможность включать источник
в различных точках обмотки. Это
может быть сделано с помощью ин-
дукции импульсного напряжения,
осуществляемой с помощью специ-
ального П-образного магнита, на-
кладываемого на секцию обмотки,
как это показано на рис. 27-2.
Схема работает следующим об-
разом. От трансформатора Тр\, пи-
Рис. 27-2. Принципиальная схема устрой-
ства для испытания витковой изоляции
индуктированным импульсным напряже-
нием.
таемого от сети через регулировоч-
ный автотрансформатор АТР, через
газотрон </7| заряжается конденса-
тор С Тиратрон Л2 заперт отрица-
тельным потенциалом на его сетке,
поданным от запирающего блока,
изображенного в верхней части ри-
сунка. Первичная обмотка пик-
трансформатора ПТР питается через
дроссель от той же сети, что импуль-
ный генератор. Вторичная обмотка
пик-трансформатора включена в
цепь сетки тиратрона Л2 таким об-
разом, что в положительный полу-
период, когда заряжается конденса-
тор С, пикообразная э. д. с. вторич-
ной обмотки пик-трансформатора
накладывается со знаком минус на
запирающее напряжение сетки ти-
ратрона Л2 и, таким образом, пре-
пятствует его срабатыванию. В сле-
дующий полупериод э. д. с. пик-
трансформатора меняет знак, бла-
годаря чему тиратрон Л2 отпирает-
ся и заряженный конденсатор С
разряжается на обмотку электро-
Профилактические испытания кабелей с вязкой пропиткой
241
магнита 3Mi, создавая импульсный
магнитный поток ФИ1, замыкаю-
щийся через сердечник электромаг-
нита и стенки паза, как показано
на рис. 27-2 пунктиром. Этот поток
индуктирует в витках испытуемой
секции обмотки импульсное напря-
жение, ложащееся на изоляцию
между витками. На те же пазы на-
кладывается также контрольный
электромагнит ЭМ2, на обмотку ко-
торого через выпрямитель включе-
на неоновая лампа И (или микро-
амперметр).
При отсутствии пробоя между
испытываемыми витками ток по ним
протекать не будет, поэтому в об-
мотке электромагнита ЭМ2 не ин-
дуктируется никакой э. д. с. В слу-
чае пробоя образуются короткозам-
кнутые витки, наведенная в них
э. д. с. приведет к появлению тока
и магнитного потока, часть которо-
го замкнется через сердечник кон-
трольного электромагнита ЭМ2. На-
личие возникающей при этом э. д. с.
будет зафиксировано вспышкой не-
оновой лампы Н.
Изготовленный по этой схеме
аппарат С-5П-ВЭИ имеет напряже-
ние импульсного генератора 3 кв
и позволяет получать на витковой
изоляции напряжение порядка
500 в, т. е. порядка 70% напряже-
ния заводских испытаний для ма-
шин 6,3 кв.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ВОСЬМАЯ
ПРОФИЛАКТИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ КАБЕЛЕЙ С ВЯЗКОЙ
ПРОПИТКОЙ
Как указывалось в гл. 18, ветви-
стые разряды в кабелях развивают-
ся весьма медленно, однако в ка-
кой-то мере они имеют место в каж-
дом кабеле, пробывшем в эксплуа-
тации длительное время. Кроме
ветвистых разрядов, дефекты в кабе-
лях возникают при повреждении
оболочки вследствие коррозии или
при земляных работах, при ополз-
нях в почве и т. д. Через место по-
вреждения в оболочке в изоляцию
постепенно проникает влага, вытес-
няя масло, и прочность изоляции
снижается до недопустимо низких
величин. Могут также возникать де-
фекты в соединительных муфтах
в виде трещин в заливочных соста-
вах или загрязнений выводов. Та-
ким образом, в кабелях в основном
возникают местные дефекты, кото
рые необходимо обнаруживать
с тем, чтобы вырезать поврежден-
ный участок кабеля и заменить его
новым.
Основным методом профилакти-
ческих испытаний кабеля в эксплуа-
тации является контроль повышен-
ным напряжением. Наиболее широ-
кое распространение получили ис-
пытания кабелей высоким постоян-
ным напряжением с амплитудой
(5—6) t/H для кабелей 3—10 кв и
(4—5) UH для кабелей 10—35 кв.
которые осуществляются с помощью
обычных выпрямительных кено-
тронных установок.
Во время испытания кабелей вы-
прямленным напряжением регистри-
руется также величина тока утечки.
В ряде энергосистем рекомендуется
определенные допустимые величины
тока утечки, однако основным пока-
зателем является не величина тока
утечки, а ее изменение в процессе
испытаний. Обычно во время опыта
величина тока утечки остается неиз-
менной или несколько снижается.
При постепенном возрастании то-
ка утечки длительность испытания
должна быть несколько увеличена
и, если ток утечки не стабилизи-
руется, кабель необходимо довести
до пробоя.
Пробой кабеля при испытаниях
фиксируется по резкому броску то-
ка и снижению напряжения на объ-
екте. После установления факта
пробоя необходимо по возможности
точно определить его местоположе-
16—314
242
Профилактические испытания кабелей с вязкой пропиткой
[Гл. 28
ние на трассе кабеля, чтобы свести
до минимума земляные работы по
раскопке кабеля. Пробой кабеля
маломощной выпрямительной уста-
новкой не приводит обычно к созда-
нию в месте пробоя хорошо прово-
дящего мостика, что весьма затруд-
няет отыскание места повреждения.
Для устранения этого недостатка
иногда применяют «прожигание»
места повреждения от мощной вы-
прямительной установки на относи-
телыно низкое напряжение 3—6 кв,
с помощью которой через место про-
боя пропускается ток в 2—5 а,
вплоть до образования хорошего
контакта между жилой и оболочкой.
После этого определение места про-
боя проще всего может осуществ-
ляться импульсным методом, осно-
ванным на регистрации интервала
времени между моментом посылки
импульсной волны в линию и мо-
ментом прихода отраженного сиг-
нала. Основанный на этом методе
прибор ИКЛ-4 позволяет опреде-
лять место повреждения в кабель-
ных линиях длиной до 10 км с точ-
ностью ±5 м.
Если возможность прожигания
места повреждения с помощью
мощной выпрямительной установки
отсутствует, можно воспользоваться
другим способом. С этой целью на
кабель периодически разряжается
конденсатор емкостью порядка
0,5 мкф, заряжаемый до достаточ-
но большого напряжения. Разряд
будет приводить к пробою в месте
повреждения и к многократным
отражениям волн между началом
кабеля и местом повреждения. Ре-
гистрируя форму напряжения в на-
Рис. 28-1. Форма напряжения на фазовой
изоляции кабеля при испытаниях под на-
грузкой.
чале кабеля с помощью осциллогра-
фа со ждущей разверткой по перио-
ду колебаний можно оценить рас-
стояние до места пробоя. Более точ-
но место пробоя оценивается путем
индикации излучений, создаваемых
разрядом в кабеле, с помощью рам-
ки с разомкнутым стальным сердеч-
ником, включенной на вход усили-
теля, к выходу которого присоеди-
нен телефон. Обходя трассу кабеля,
по максимальному шуму в телефоне
оператор может с бсЛьшой точ-
ностью определить место необходи-
мых земляных работ.
Из сказанного выше следует, что
испытание кабеля выпрямленным
напряжением является трудоемкой
операцией, требующей отключения
кабеля от сети на длительное вре-
мя. Поэтому в настоящее время все
большее распространение приобре-
тают испытания кабелей под на-
грузкой, возможность которых свя-
зана с тем, что подавляющее боль-
шинство кабельных линий работает
в системах с изолированной ней-
тралью. При испытаниях кабелей
под нагрузкой выпрямительная
установка включается между ней-
тралью трансформатора и землей,
так что напряжения отдельных фаз
относительно земли складываются
из постоянной составляющей и нор-
мального фазового напряжения се-
ти (рис. 28-1). Напряжение такой
формы для изоляции кабелей яв-
ляется гораздо более опасным, чем
выпрямленное, так как наличие пе-
ременной составляющей создает ус-
ловия для возникновения иониза-
ционных процессов. Кроме того, при
пробое на одной из фаз могут воз-
никнуть дуговые перенапряжения
(гл. 38), которые представляют
опасность и для неповрежденной
изоляции. Эти обстоятельства за-
ставляют снизить величину испыта-
тельного напряжения до величины
порядка 20 кв для кабелей 6,3 кв
вместо 30—35 кв, принятых при ис-
пытаниях выпрямленным напряже-
нием. Совершенно естественно, что
при испытаниях кабельной сети
должны быть отключены все аппа-
Профилактические испытания кабелей с вязкой пропиткой 243
раты, испытательное напряжение ко-
торых ниже принятой величины. Од-
нако практически это напряжение
оказывается допустимым для всего
оборудования, за исключением вра-
щающихся машин.
При испытаниях под нагрузкой
в месте пробоя всегда возникает до-
статочно мощная дуга емкостного
тока, обеспечивающая надежное
прожигание места повреждения,
поэтому отыскание места пробоя
может осуществляться относительно
простыми методами.
Некоторым недостатком испыта-
ний под нагрузкой является то об-
стоятельство, что при этом контро-
лируется только изоляция относи-
тельно земли, так как напряжение
между фазами во время испытаний
остается равнйм номинальному. Од-
нако повреждения междуфазовой
изоляции в процессе эксплуатации
происходят значительно реже, так
как она находится дальше от свин-
цовой оболочки и не подвержена
увлажнению. Дефекты технологии
в большинстве случаев обнаружива-
ются еще в процессе заводских ис-
пытаний.
16*
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ И ЗАЩИТА
ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
ГРОЗОВЫЕ (АТМОСФЕРНЫЕ) ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ДЕВЯТАЯ
РАЗРЯД МОЛНИИ КАК источник ГРОЗОВЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
29-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Молния является частным случа-
ем искрового разряда при очень
большом расстоянии между элект-
родами. Последние исследования
показывают, что общая длина кана-
ла молнии обычно достигает не-
скольких километров (в среднем
5 км), причем значительная часть
этого канала находится внутри об-
лака и поэтому фотоаппаратами не
фиксируется. Из-за своеобразного
распределения зарядов в грозовом
облаке молния состоит из несколь-
ких единичных разрядов, развиваю-
щихся по одному и тому же пути,
причем каждый разряд так же
как и лабораторная искра, начи-
нается лидерным и завершается об-
ратным (главным) разрядом. Ско-
рость опускания лидера первого
единичного разряда имеет порядок
1,5- 107 см/сек, скорости лидеров по-
следующих разрядов достигают
2 - 10s см!сек, а скорость обратного
разряда изменяется в пределах
(1,5- 109— 1,5- 10’°) см!сек, т. е. от
0,05 до 0,5 скорости света.
Канал лидера, как и канал вся-
кого стримера, заполнен плазмой,
следовательно, обладает определен-
ной проводимостью. Верхним кон-
цом лидерный канал соединен с од-
ним из заряженных центров в облаке,
поэтому часть зарядов этого центра
стекает в канал лидера. Распределе-
ние этого заряда в канале должно
быть неравномерным, возрастая к
его концу. Однако некоторые кос-
венные измерения позволяют ут-
верждать, что наименьшая плот-
ность заряда в канале близка
к средней и, таким образом, скопле-
ния зарядов на конце канала игра-
ют второстепенную роль. Поэтому
в ряде расчетов линейную плотность
зарядов о (рис. 29-1) в первом при-
ближении можно считать постоянной
и общий заряд, спускаемый в канал
лидера, Q = o/, где I — длина канала
молнии.
По мере продвижения канала
лидера под действием электрическо-
го поля канала в земле происходит
смещение зарядов, причем положи-
тельные заряды скапливаются на
поверхности земли непосредственно
под развивающимся лидерным ка-
налом. В результате напряженность
поля оказывается самой большой
вдоль силовой линии электрическо-
го поля, соединяющей головку лиде-
ра с местом наибольшей концентра-
ции зарядов на поверхности земли,
лидер развивается именно по этой
силовой линии и место удара мол-
§ 29-1]
Общие сведения
245
тока молнии.
а — последняя стадия развития лидерного разряда; б — возникновение зоны интенсивной ионизации
вблизи Поверхности земли; в — промежуточная стадия развития обратного разряда; г — заключи-
тельная стадия развития обратного разряда.
1 — канал лидера; 2 — зона перестройки канала: 3 — канал обратного разряда.
нии в землю оказывается предопре-
деленным.
Заряды в земле скапливаются
непосредственно под головкой лиде-
ра только в случае однородной про-
водимости грунта. Если, например,
лидерный разряд развивается над
скальными грунтами, проводимость
которых очень низка, а вблизи на-
ходятся участки с хорошей проводи-
мостью (например, река или озеро),
то заряды стекают в участки с по-
вышенной проводимостью, именно
там возникают увеличенные напря-
женности поля и траектория разря-
да искривляется, направляясь к
этим участкам. Этим обстоятельст-
вом объясняется так называемая
избирательная поражаемость разря-
дами молнии, когда молния чаще
всего поражает участки земли с наи-
более высоким уровнем грунтовых
вод, протекающие в глубоких
ущельях реки и пр. С этими обстоя-
тельствами в ряде случаев прихо-
дится считаться при осуществлении
мероприятий по грозозащите.
По мере опускания лидерного
канала средняя напряженность по-
ля в пространстве между его голов-
кой и землей постепенно увеличи-
вается; в конце концов она превы-
шает критическую и в этом прост-
ранстве начинается бурный процесс
ионизации, приводящий к образова-
нию заполненного плазмой канала,
плотность ионов в котором гораздо
больше, чем в канале лидера.
Вследствие своей высокой проводи-
мости вновь сформированный канал
приобретает потенциал земли, и вся
разность потенциалов между лидер-
ным каналом и землей оказывается
приложенной к нижней части кана-
ла лидера. Таким образом, на гра-
нице раздела между каналом лиде-
ра и вновь образованным каналом
образуется область весьма сильных
напряженностей поля, как это было
показано в гл. 4 на рис. 4-9. Под
действием этой напряженности про-
исходит перестройка нижней части
лидерного канала, она также при-
обретает потенциал земли, а об-
ласть повышенных напряженностей
перемещается вверх по каналу. Этот
процесс и называется обратным
разрядом, скорость которого, следо-
вательно, зависит от времени, кото-
рое затрачивается на перестройку
канала под действием ионизации
в области повышенных напряженно-
стей поля. Если бы перестройка ка-
нала осуществлялась мгновенно,
246
Разряд молнии как. источник грозовых перенапряжений
[ Гл. 29
скорость обратного разряда зозрос-
ла бы до скорости света.
По мере продвижения обратного
разряда канал молнии приобретает
нулевой потенциал, а имевшиеся
в лидерном канале избыточные за-
ряды стекают в землю, создавая
определенный ток 1М в месте удара.
Если линейная плотность зарядов в
лидерном канале равна о, а ско-
рость движения обратного разря-
да v, то за единицу времени в зем-
лю стекает заряд cv и, следователь-
но,
1м=оц. (29-1).
Процесс, происходящий при пе-
реходе лидерного разряда в обрат-
ный разряд, во многом аналогичен
процессу замыкания на землю вер-
тикального заряженного провода
(рис. 29-2). При этом, как известно,
вдоль провода будет со скоростью
света распространяться разрядная
волна положительных зарядов, по-
нижающая потенциал провода до
нуля, причем ток в месте замыка-
ния также может определяться по
(29-1). Если провод замыкается на
землю через некоторое сопротивле-
ние г, то величина тока в месте за-
земления уменьшится и будет равна
z
i=av —;, где z — волновое сопро-
z -f- г г
тивление провода.
Пользуясь этой аналогией, можно
полагать, что ток молнии также бу-
дет зависеть от сопротивления в ме-
сте удара — от удельного сопротив-
ления грунта при ударе в землю
Рис. 29-2. Замыкание иа землю
вертикального заряженного
провода.
или от сопротивления заземления
при ударе в возвышающиеся объ-
екты.
Оценить это снижение тока весь-
ма трудно, так как приведенная вы-
ше аналогия является условной, а
точная величина эквивалентного
волнового сопротивления канала
молнии неизвестна. Однако порядок
этого сопротивления можно оценить
величиной 200—300 ом, поэтому из-
менение тока в объекте не превы-
шает 10% при изменении сопротив-
ления заземления объекта в преде-
лах 0—20—30 ом. В дальнейшем
все объекты, сопротивления зазем-
ления которых не превышают 30 ом,
мы будем называть «хорошо зазем-
ленными» и считать, что при ударах
молнии в такие объекты ток в объ-
екте не зависит от величины сопро-
тивления заземления и равен току
молнии.
29-2. ПАРАМЕТРЫ
РАЗРЯДА МОЛНИИ
Основной количественной харак-
теристикой разряда молнии являет-
ся амплитуда тока молнии, поэтому
в настоящее время имеется наиболь-
шее количество экспериментальных
данных именно относительно этого
параметра.
Наиболее распространенным при-
бором для измерения токов молнии
является так называемый ферро-
магнитный регистратор, который
представляет собой цилиндриче-
ский стержень, изготовленный из
стальных опилок или проволочек,
запрессованных в пластмассу. Мате-
риал, из которого получены опилки,
должен обладать большой коэрци-
тивной силой, так что, будучи поме-
щен в магнитное поле, после его
исчезновения ферромагнитный реги-
стратор сохраняет значительную
остаточную намагниченность, про-
порциональную напряженности маг-
нитного поля в месте расположения
регистратора.
Обычно ферромагнитные реги-
страторы устанавливаются на опо-
рах линий электропередачи, которые
в подавляющем большинстве слу-
чаев относятся к хорошо заземлен-
§ 29-2]
Параметры разряда молнии
247
ным объектам, причем располагают-
ся перпендикулярно оси опоры, т. е.
вдоль силовых линий магнитного
поля. Так как линии электропереда-
чи достаточно часто поражаются
прямыми ударами молнии (в райо-
нах со средней интенсивностью гро-
зовой деятельности 15—20 раз в год
на каждые 100 км линии), располо-
жение регистраторов на опорах по-
зволяет получить достаточно боль-
шое количество регистраций токов
молнии каждый год.
Напряженность магнитного поля
на расстоянии R от оси опоры для
опоры данного типа является одно-
значной функцией проходящего по
опоре тока. В частности, если бы
опора представляла собой металли-
ческий цилиндр, напряженность Н
на расстоянии R от оси опоры была
бы равна:
Я = (29-2)
Найдя для каждого регистрато-
ра зависимость остаточной намаг-
ниченности от напряженности на-
магничивающего поля и измеряя
остаточную намагниченность реги-
страторов, установленных на опо-
рах, нетрудно определить ток мол-
нии, проходивший по опоре.
Измерения ферромагнитными ре-
гистраторами не обеспечивают боль-
шой точности и дают погрешности
порядка (15—20)%, однако эти по-
грешности частично компенсируют-
ся очень большим количеством из-
мерений, которые к настоящему вре-
мени исчисляются десятками тысяч.
Измерения показали, что токи мол-
нии изменяются в широких преде-
лах от нескольких килоампер до
сотен килоампер, поэтому результа-
ты измерений представляются в
виде так называемых кривых веро-
ятностей токов молнии (рис. 29-3),
на которых по оси абсцисс отклады-
вается вероятность появления токов
молнии с амплитудой, равной или
превышающей величину, указывае-
мую ординатой.
На рис. 29-3 приведены кривые
еероятности, полученные различны-
ми исследователями в разных стра-
Рис. 29-3. Кривые вероятности амплитуд
токов молнии по данным различных авто-
ров.
/ — разряды в американский небоскреб; 2 —по
рекомендациям Американского института инжене-
ров-электриков: 3 — принятая в Советском Союзе;
4 — по данным Льюнса и Фауста; 5 — по данным
последних измерений на американских линиях
(49 разрядов).
нах мира, которые довольно различ-
ны. В Советском Союзе при расче-
тах используется некоторая средняя
кривая, рекомендованная Руководя-
щими указаниями по защите от пе-
ренапряжений (кривая 5, рис. 29-3),
которая достаточно точно отра-
жается следующей эмпирической
формулой:
1м
ц1==10 60 26J
или
Igv^-'i (29-3)
где /м — амплитуда тока молнии, ка\
Vj — вероятность (в относитель-
ных единицах) того, что
амплитуда тока молнии
будет равна или больше /м.
Значительно большие трудности
представляет экспериментальное оп-
ределение закона изменения тока
молнии во времени, которое не мо-
жет быть достигнуто с помощью
простейших приборов типа ферро-
магнитного регистратора. Осцилло-
графические исследования молнии,
как правило, проводились на весь-
ма высоких объектах, разряды мол-
нии в которые происходят доста-
точно часто. Например, лаборато-
рия для исследования молнии обо-
248
Разряд молнии как источник грозовых перенапряжений
[ Гл. 29
Рис. 29-4. Стилизованная осциллограмма
тока молнии, состоящей из двух единичных
разрядов.
рудована на небоскребе Эмпайр
Стейт Билдинг в Нью-Йорке высо-
той около 400 м, в ней было
получено большое количество ос-
циллограмм токов молнии. Имею-
щиеся данные показывают, что ток
молнии изменяется во времени так,
как в стилизованном виде пока-
зано на рис. 29-4. Всплески тока
с большой амплитудой соответст-
вуют обратным разрядам отдельных
компонентов многократной молнии.
Длительный ток меньшей амплиту-
ды создается стеканием в землю за-
ряда того центра в облаке, из кото-
рого развивался данный единичный
разряд. Область медленного увели-
чения тока перед главным разрядом
соответствует лидерной стадии сле-
дующего единичного разряда.
С точки зрения перенапряжений
основной интерес представляет об-
ласть больших токов, соответствую-
щая обратному разряду и имеющая
характер экспоненциального им-
пульса. Форму этого импульса мож-
но приближенно установить с по-
мощью двух параметров — длины
фронта и длины волны, определе-
ние которых было дано в гл. 5. Из-
мерение этих параметров может осу-
ществляться с помощью простых
приборов —магниторегистраторов и
клидонографов, включаемых по
специальным схемам. Применение
этих приборов позволило накопить
значительное количество экспери-
ментальных данных, правда гораз-
до меньшее, чем количество данных
об амплитудах токов молния.
На основании этих данных мож-
но утверждать, что длина волны то-
ка молнии в среднем близка к
40 мксек. Хотя действительные дли-
ны волн могут значительно отли-
чаться от средней, эта величина
принимается в большинстве расче-
тов и экспериментов.
При анализе схем грозозащиты
фронт тока молнии часто удобнее
характеризовать с помощью средней
крутизны, т. е. средней скорости
изменения тока во времени. Если
амплитуда тока равна /м, а длина
фронта тф, то средняя крутизна а =
=~- На основании имеющихся
экспериментальных данных для кру-
тизны а также можно построить
кривую вероятности, аналогичную
кривым рис. 29-3, которая, однако,
вследствие значительно меньшего
количества данных не является
столь достоверной, как кривая ве-
роятности амплитуд токов молнии.
Кривая вероятности крутизны при-
ведена на рис. 29-5 и может быть
ориентировочно выражена эмпири-
ческим уравнением
а а
Va = iQ~^ = e^
ИЛИ
= (29-4}
аналогичным уравнению (29-3), где
а — крутизна, ка)мксек.
Для практических целей часто
бывает недостаточно знать по от-
дельности вероятности крутизн и
амплитуд токов молнии, необходимо
иметь сведения о связи этих вели-
чин друг с другом. Имеющиеся экс-
периментальные данные показали,.
Рис. 29-5. Вероятность крутизны токов
молнии.
§ 29-3]
Расчетная форма волны тока молнии
249
Рис. 29-6. Кривые распределения крутизн
для различных интервалов токов молнии.
что однозначная связь между эти-
ми параметрами отсутствует, так
что при каждом значении амплиту-
ды крутизна фроята может прини-
мать самые разнообразные значе-
ния. В качестве примера на
рис. 29-6 показаны кривые распре-
деления крутизн для трех различ-
ных интервалов токов молнии. Ха-
рактер этих кривых прежде всего
свидетельствует о недостаточном ко-
личестве экспериментальных дан-
ных, но вместе с тем позволяет об-
наружить вполне определенную
тенденцию увеличения средних кру-
тизн при увеличении амплитуды то-
ка молнии.
29-3. РАСЧЕТНАЯ ФОРМА ВОЛНЫ
ТОКА МОЛНИИ
Волна тока единичного разряда
молнии имеет форму импульса
(рис. 29-4). Действительная форма
волны тока обычно имеет ряд коле-
баний как на фронте, так и на хво-
сте волны, причем эти колебания
у отдельных разрядов могут иметь
совершенно различный характер.
Рис. 29-7. Расчетная волна тока молнии
в общем случае.
Эти колебания тока, по-видимому,
связаны с наличием разветвлений
канала молнии и с точки зрения
грозозащиты имеют второстепенное
значение. Поэтому в общем случае
для расчетов может применяться
волна тока молнии, изображенная
на рис. 29-7. Эта волна характери-
зуется линейным возрастанием тока
на фронте по закону i^=at и экспо-
ненциальным спадом на хвосте
волны.
Однако применение такой формы
волны в ряде случаев неоправданно
усложняет расчеты и в зависимости
от характера задачи обычно при-
меняются более простые формы
волн, изображенные на рис. 29-8 и
29-9.
Волна с косоугольным фронтом
(рис. 29-8) используется в тех слу-
чаях, когда заранее известно, что
рассматриваемый процесс происхо-
дит на фронте волны или во всяком
случае в течение времени, значи-
тельно меньшем, чем длина волны.
В этом случае снижение тока после
Рис. 29-8. Волна тока молнии
с косоугольным фронтом
(тв = оо) для расчета про-
цессов, происходящих иа
фронте волны.
250
Разряд молнии как источник грозовых перенапряжений
[ Гл. 29
Рис. 29-9. Экспоненциальная волна тока
молнии (Тф=О) для расчета процессов,
происходящих на хвосте волны.
максимума не имеет значения и при
/>тф ток молнии может считаться
постоянным и равным имплитуде /м.
Экспоненциальная волна (рис.
29-9), наоборот, может применять-
ся в схемах, в которых основной ин-
терес представляют значения иско-
мых величин при больших временах
/ > Тф, когда наличие фронта тока
молнии практически не играет роли.
29-4. ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЕ ПОЛЕ
КАНАЛА МОЛНИИ
Поскольку разряд молнии сопровож-
дается перемещением в пространстве зна-
чительных электрических зарядов, он яв-
ляется источником сильного электромагнит-
ного поля, которое проще _всего описывает-
ся с помощью векторного А и скалярного <р
электродинамических потенциалов:
(29-5)
(29-6)
В этих равенствах интегрирование ве-
дется по объему К, заполненному зарядами
с объемной плотностью q и токами с плот-
ностью 6. Расстояние от элемента объема
dV до точки, в которой ищется потенциал,
равно К. Символы q It— 11 ° 1tI
означают, что для определения потенциа-
лов в момент времени t, в (29-5) и (29-6)
надо учитывать явление „запаздывания",
т. е. использовать значения q и 8 не в мо-
мент времени t, а в более ранний момент
I t— где ^/с есть время прохожде-
ния сигнала со скоростью света от элемен-
тарного объема dV до точки наблюдения.
Таким образом, если известно распределе-
ние в пространстве и изменение во времени
объемных зарядов q и токов проводимости
8, то определение электродинамических
потенциалов не встречает никаких труд-
ностей. Если потенциалы А и у известны,
то напряженность электрического поля
_ дА — —
Е = — grad <р — = Еа + £„. (29-7)
Как видно, она состоит из двух состав-
ляющих. Одна из них, которую мы будем
называть электрической, Е3 = — grad <р,
определяется изменением в пространстве
электрического поля. Вторая составляющая
_ <М
(магнитная) £м = — возникает благо-
даря изменению во времени магнитного
поля.
Создаваемое разрядом молнии электро-
магнитное поле, как известно, является
серьезным источником радиопомех, которые
сохраняют заметную интенсивность даже
на расстоянии сотен километров от места
разряда молнии. Это обстоятельство яви-
лось причиной появления ряда работ по
измерению напряженностей электрического
поля, возникающих во время разряда мол-
нии. В табл. 29-1 приведены сводные ре-
зультаты одной из таких работ, причем по-
казаны также характерные осциллограммы
изменения напряженности электрического
поля во времени. На этих осциллограммах
быстрые изменения напряженности соответ-
ствуют магнитной составляющей, а более
медленные — электрической.
С точки зрения грозозащиты наиболь-
ший интерес представляют близкие разря-
ды, происходящие на расстоянии десятков
или сотен метров от линии электропереда-
чи. В табл. 29-1 такие сведения отсутст-
вуют, однако из этой таблицы следует, что
напряженность поля при уменьшении рас-
стояния до места удара очень быстро воз-
растает и при интересующих нас расстоя-
ниях может достичь весьма больших ве-
личин.
Приближенный расчет электромагнит-
ного поля во время разряда молнии не-
трудно произвести, если принять, что канал
молнии прямолинеен и перпендикулярен по-
верхности земли, а обратный разряд пред-
ставить в виде прямоугольной волны заря-
дов с неизменной плотностью о, двигаю-
щейся вверх по каналу с постоянной ско-
ростью v, что, очевидно, эквивалентно пря-
моугольной волне тока с амплитудой
/м=аг>. Движение обратного разряда опре-
деляет изменение зарядов и токов в про-
странстве и времени, а так как вне преде-
лов канала заряды и токи отсутствуют,
объемные интегралы (29-5) и (29-6) пре-
вращаются в линейные, что значительно
упрощает определение потенциалов А и <р.
Направление векторного потенциала А
совпадает с вектором тока молнии /м
§ 29-4]
Электромагнитное поле канала молнии
251
Таблица 29-1
Средние значения изменения
напряженности электрического поля
по данным Апплетона н Чепмана
Расстоя-
ние до
места
удара, км
3—5
10
20—30
45—50
60
100
150—200
300—400
1 300
700
45
который направлен вертикально. Следова-
дА
тельно, вектор Еи = — также будет
направлен вертикально. Напротив, вектор
£а = — grad <р в различных точках про-
странства будет иметь различное направле-
ние. Так как потенциал относительно земли
определяется вертикальной составляющей
напряженности поля, наибольший интерес
представляет проекция вектора Ев на вер-
тикальную ось Esv-
Не вдаваясь в подробности упрощен-
ного метода, укажем, что с его помощью
можно получить следующие выражения для
напряженностей поля на поверхности земли:
Еыу — Ем —
В
м/сЧ* 2 + (1— ₽2)(х2 + &2)
(29-8)
Рис. 29-10. К расчету напряженности элек-
трического поля, индуктируемого каналом
молнии.
Eav-----60/м
___________1____________
Г Л2 + (1—р2)(х2 + &2)
(29-9)
„ , 1М 2[ЛС_____
где р = ц/с и учтено, что а = -— и =
2 г-------
— 4пес ~ 60 ом/м. Величина r = V x2-j- Ьг
представляет собой расстояние от точки Р,
в которой определяется напряженность
поля (рис. 29-10), до оси канала молнии.
На рис. 29-11 показаны построенные по
приведенным формулам графики изменения
во времени суммарной напряженности поля
Ev=E3v + EMy и ее отдельных составляю-
щих для двух различных расстояний г=100
и 300 м. Из графиков видно, что магнитная
составляющая напряженности возрастает
скачком (вследствие прямоугольного фрон-
та тока молнии), а затем постепенно умень-
шается. Электрическая составляющая на-
пряженности, напротив, увеличивается,
стремясь к пределу, определяемому первым
членом уравнения (29-9). Обе составляю-
щие напряженности остаются равными ну-
лю в течение времени tD=------------ после
начала обратного разряда, т. е. в течение
впемени, которое затрачивается электромаг-
нитным сигналом для того, чтобы достиг-
нуть точки Р. Из графиков видно также,
что удельный вес магнитной составляющей
напряженности увеличивается с ростом рас-
стояния г и ростом скорости обратного раз-
ряда.
252
Разряд молнии как источник грозовых перенапряжений
[Гл. 29
Рис. 29-11. Изменение вертикальной компо-
ненты вектора напряженности электриче-
ского поля во время разряда молнии.
а—3 = 0.1: б — ₽ = 0,5.
1 — расстояние до места удара Сл!+6г = 100 м;
2~^х2+Ь2 = 300 м.
29-5. ИНТЕНСИВНОСТЬ
ГРОЗОВОЙ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ
Интенсивность грозовой деятель-
ности на территории Советского
Союза и других стран мира может
быть самой различной. Как прави-
ло, количество гроз в течение года
минимально в северных районах и
постепенно увеличивается к югу, где
повышенная влажность воздуха и
высокая температура способствуют
образованию грозовых облаков. Од-
нако эта тенденция не всегда со-
блюдается, существуют очаги интен-
сивной грозовой деятельности в
средних широтах (например, в райо-
не Киева), где создаются благопри-
ятные условия для формирования
местных гроз.
Интенсивность грозовой деятель-
ности принято характеризовать чи-
слом грозовых дней в году пД или
общей годовой продолжительностью
гроз в часах пч. Средняя продолжи-
тельность грозы 1,5 ч, поэтому меж-
ду этими характеристиками сущест-
вует приближенная связь пч= 1,5 пд.
Число грозовых дней или часов в го-
ду определяется по данным метео-
рологических станций, размещенных
на территории Советского Союза.
Систематизация многолетних дан-
ных этих станций позволила для
некоторых районов Советского Сою-
за составить карты грозовой дея-
тельности, на которых наносятся
линии равной продолжительности
гроз. Такая карта приведена на
рис. 29-12.
Продолжительность гроз в тече-
ние года определяет количество раз-
рядов молнии в единицу поверхно-
сти земли. По имеющимся данным
в районах с 20 грозовыми днями в
году 1 км2 поверхности земли пора-
жается разрядами молнии в сред-
нем 2—3 раза в год, или около 0,1—
0,15 раза за 1 грозовой день.
Эти данные позволяют оценить
частоту поражения молнией различ-
ных объектов. Например, в следую-
щем разделе будет показано, что
вертикальный металлический стер-
жень высотой h принимает на себя
все разряды молнии, которые долж-
ны были бы поразить поверхность
земли, находящуюся внутри круга,
радиусом 3,0—3,5 h. При h = 30 м
защищаемая площадь равна около
35 000 м2 или 0,035 км2 и в районе
с 20 грозовыми днями в году этот
объект будет поражаться молнией
приблизительно 1 раз в 15 лет.
Рис. 29-12. Карта грозовой деятельности на территории Советского Союза
§ 29-4] Электромагнитное поле канала молнии
254
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
ГЛАВА ТРИДЦАТАЯ
ВОЛНОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В ЛИНИЯХ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
30-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
При прямых ударах молнии в линию
или вблизи нее в землю возникают элек-
тромагнитные волны, оаспространяющиеся
вдоль проводов линий электропередачи.
Атмосферные перенапряжения на линиях и
подстанциях определяются движением и
преломлением этих волн, поэтому анализ
волновых процессов при расчетах устройств
грозозащиты имеет принципиально важное
значение.
Основные закономерности распростра-
нения волн в линиях изучаются в курсе
теоретической электротехники, поэтому
ограничимся рассмотрением круга вопросов,
имеющих непосредственное отношение
к технике высоких напряжений.
Как известно, в общем случае волно-
вой процесс в линии определяется четырьмя
основными параметрами — емкостью С, ин-
дуктивностью L, активным сопротивле-
нием г н активной проводимостью g на еди-
ницу длины линии, и описывающие этот
процесс дифференциальные уравнения име-
ют вид:
ди di
~d^-ir+L^ <301)
di „ ди
у- = gu + С -st- .
дх 1 dt
(30-2)
Решение этой системы дифференциаль-
ных уравнений в полном виде, т. е. при
наличии всех четырех параметров, приво-
дит к весьма сложным выражениям, со-
держащим специальные функции. Вместе
с тем в линиях электропередачи активная
проводимость изоляции g пренебрежимо
мала и практически никак не сказывается
на процессе распростоанения волны вдоль
линии. Исключение представляет случай
движения по линии волны с очень большой
Рис. 30-1. Деформация волны под дей-
ствием поверхностного эффекта в земле по
опытным данным. Диаметр провода 50 мм.
Значительно большее влияние оказы-
вает активное сопротивление г, наличие ко-
торого может привести к заметному зату-
ханию и деформации волны. При разря-
дах молнии на проводах линии возникают
напряжения по отношению к земле, поэто-
му прямой ток электромагнитной волны
распространяется по проводу (или прово-
дам), а обратный ток возвращается по зем-
ле. Активное сопоставление г складывается
из активного сопротивления провода гпр и
активного сопротивления пути земляного
возврата г3, иными словами, оно представ-
ляет собой активное сопротивление нуле-
вой последовательности. Для линий высо-
кого напряжения (ПО кв и выше) актив-
ное сопротивление нулевой последователь-
ности имеет величину порядка 0,1—
0,4 ом)км в зависимости от сечения прово-
да и удельного сопротивления грунта.
В волновом режиме, когда скорости изме-
нения тока во времени весьма велики, со-
противление г3 значительно возрастает за
счет влияния поверхностного эффекта и мо-
жет оказывать заметное влияние на де-
формацию волны, главным образом в тече-
ние фронта, когда скорость изменения тока
имеет наибольшее значение. Это хорошо
видно на осциллограммах рис. 30-1, полу-
ченных на опытном пролете линии при низ-
ком напряжении, когда коронный разряд
на проводах отсутствует.
Теоретический анализ этого процесса
весьма громоздок и выходит за рамки на-
стоящего учебника. Поскольку деформация
фронта волны за счет поверхностного эф-
фекта в земле имеет показанный на
рис. 30-2 характер, эквивалентный фронт
целесообразно определять по максимальной
скорости изменения напряжения. Для под-
счета длины эквивалентного фронта
М. В. Костенко предложена приближенная
формула
fl1
s 260ft2а2 мксек, (30-3)
Рис. 30-2. Стилизованный характер дефор-
мации фронта волны под действием поверх-
ностного эффекта в земле.
§ 30-2]
Распространение волн в многопроводной системе
255
где р — удельное сопротивление грун-
та, ом-м\
I — пройденный волной путь, м\
Л—высота подвеса провода над
поверхностью земли, м;
z = у —-----волновое сопротивление ли-
нии, ом.
Примем в среднем, что z=500 ом и
Л=10 м и на основании (30-3) составим
таблицу.
всегда равна скорости света. Волновое со-
-/’Т'
противление z0 = V ~q~ определяется вы-
сотой подвеса провода относительно земли
/гпр и его радиусом гпр и для воздушных
линий равно:
2 ЛПр
Zo = 138 1g—(30-7)
'пр
Зависимость длины эквивалентного фронта от длины пробега
(ориентировочно)
р, ом-м 100 500 1 000
1 км 0,5 1,0 2,0 0,5 1,0 2,0 0,5 1,0 2,0
тэ, мксек 0,004 0,015 0,06 0,02 0,08 0,3 0,04 0,15 0,6
Из таблицы видно, что при пробеге
волной пути 2 км в хороших грунтах
(р = 100 оти-ти) деформация фронта пре-
небрежимо мала, а в плохих грунтах
(р=1000 ом-м) она приобретает замет-
ную величину.
При расчетах схем грозозащиты, как
будет показано в дальнейшем, в ряде слу-
чаев необходимо учитывать деформацию
фронта волны. Однако часто приходится
иметь дело с весьма короткими пробегами
волн, порядка немногих сотен метров и ме-
нее. Как видно из таблицы, деформация
волны при этом невелика, даже если грунт
имеет большое удельное сопротивление по-
рядка 103 ом-м. В этих случаях можно
вместо реальной линии рассматривать ли-
нию без потерь, для которой вместо (30-1)
и (30-2) получим:
ди di di du
-dZ = LDT’-dI=cW
Решение этих уравнений в общем виде мо-
жет быть представлено в виде суммы волн,
перемещающихся в сторону положитель-
ных х (падающая волна) и в сторону отри-
цательных х (отраженная волна)
« = f 1 (х — v„t) + f 2 (х + v„t)r, (30-5)
i=4~ [fi Ui — — fa (* + »«<)]• PO-6)
Если линия имеет бесконечную длину,
отраженные волны должны отсутствовать,
а вид функции ft(x—vot) определяется за-
коном изменения во времени напряжения
источника.
Скорость распространения волны вдоль
линии без потерь, как известно, равна а0=
1
---, причем для воздушных линий она
30-2. РАСПРОСТРАНЕНИЕ ВОЛН
В МНОГОПРОВОДНОЙ СИСТЕМЕ
Линии электропередачи всегда пред-
ставляют собой систему многих проводов,
каждый из которых находится в электро-
магнитном поле, создаваемом распростра-
няющимися по другим проводам волнами.
Для изучения особенностей распростране-
ния волн в многопроводной системе рас-
смотрим известные уравнения Максвелла,
справедливые для системы проводов с не-
подвижными зарядами q на единицу длины
U1— °11?1 + а12?2 +-•••+ а1п<7г»
и г — °21?1 + а22?2 “Ь • • + «2П?И; (30-8)
Д п ~~ anldl anzdz “|" • • • "4” anndn-
Рис. 30-3. К определению соб-
ственных и взаимных волновых
сопротивлений.
256
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
Потенциальные коэффициенты а опре-
деляются геометрическими размерами линии
(рис. 30-3), причем
1 Ь р Ь
akp = aph — 9— In т > (30-9)
где hh и rh — высота подвеса и радиус
й-го провода;
арЬ — расстояние между проводами
р и fe;
bph — расстояние между проводом
р и зеркальным изображе-
нием провода k.
Электромагнитные волны, распростра-
няющиеся вдоль линии без потерь, как из-
вестно, являются плоскими. А это значит,
что картина электрического поля в волно-
вом режиме может быть получена переме-
щением со скоростью Со вдоль линии элек-
трического поля, создаваемого неподвиж-
ными зарядами. Умножив и разделив каж-
дый член правой части равенств (30-8) на
скорость перемещения волны (для воздуш-
ных линий она равна скорости света), вмес-
то qkVo получим ток Ik в fe-ом проводе,
а потенциальные коэффициенты, деленные
на скорость оо, будут иметь размерность
сопротивлений. Тогда вместо (30-8) полу-
чим:
Ut = I + / 2z12 + ••-+/ пг1гй
U2 = /1^21 ~Т ^2^22 + • • “Ь (30-10)
1'п = 1 tZnJ + /2Zn2 + . . n^nnt
-причем для воздушных линий собственное
волновое сопротивление
ссьь 2Ль
^ = “7^= 1381g —- (3041)
с rh
и взаимное волновое сопротивление
7) ft
zfcp = 2pfc = -4-=1381g-5- . (30-12)
v Cz а р h
Система (30-10) состоит из п уравне-
ний, содержащих 2п неизвестных, поэто-
му она может быть решена только при на-
личии дополнительных условий, наклады-
ваемых рассматриваемой конкретной за-
дачей.
Разберем несколько практически
важных примеров.
а) Несколько проводов присоединены
к общему источнику (рис. 30-4). В данном
случае заданы напряжения на всех прово-
дах, -причем
и^и2 = ... = ип = и.
Рис. 30-4. Три провода вклю-
чаются на один источник.
Например, в случае двух проводов система
(30-10) принимает вид:
U == I 1^11 *4" I 2^12»
U = !1^12 -j- /2^22>
откуда
/,=и ;
11^22 ^12
l2 = U Z»~Z» . (30-13)
Z11Z22 Z|2
Если два провода подвешены на оди-
наковой высоте и имеют одинаковые радиу-
сы, то £ц—z22 и вместо ,(30-113) получим:
Из последнего равенства следует, что
при наличии нескольких параллельных про-
водов ток в каждом из них уменьшается
[в знаменателе (30-14) вместо 2ц стоит
сумма (2ц+zi2)], а поэтому общий ток
возрастает медленнее, чем увеличивается
число проводов.
Если три провода одинакового радиуса
расположены горизонтально (например,
на линиях с П-образными опорами), то
zn = z22=z33 и z12=z23>z13. В этом случае
в силу симметрии токи в крайних прово-
дах равны друг другу
гп + z„z13 — 2zf2
(30-15)
а ток в среднем проводе несколько мень-
ше, за счет более сильного влияния двух
соседних фаз
Z11+Z13 —2г,г
г‘11 +г„г13— 2z|2
(30-16)
б) Один провод присоединен к источ-
нику, остальные заземлены (рис. 30-5).
В этом случае также заданы напряжения
на всех проводах, так как
и,=и и U2=U3 = . ••= U„ = 0.
Например, в случае двух проводов
имеем:
U = />211 + /2^12;
0= /iZj2 + /2z22,
§ 30-3]
Многократные отражения волн
257
Рис. 30-5. Один провод вклю-
чен на источник, другой про-
вод заземлен.
Если к источнику присоединены два
провода (рис. 30-6), то
1 — U = /1^11 + /
U~ I1212 4” 12Z22>
Eg = /jZjj + / 2Z22
и т. д.
Если при этом провода 1 и 2 располо-
жены горизонтально и имеют одинаковые
радиусы, то z„=z22 и /, = /2. Тогда на-
пряжение, наведенное на произвольном
проводе k > 2, будет равно:
откуда
zlh 4~ 2гЬ
Z11 + 212 ’
(30-19)
(30-17)
причем коэффициент пропорциональности
(30-19) также может быть назван коэффи-
циентом связи между изолированным А-м
проводом и проводами 1 и 2.
Таким образом, ток в проводе увеличивает-
ся при наличии соседних заземленных про-
водов.
в) Часть проводов присоединена к об-
щему источнику, остальные изолированы.
В этом случае заданы напряжения в k про-
водах Ui=U2= ... =Uk = U и токи в ос-
тальных проводах Л+1= .. - =/„=0.
Например, если к источнику присоеди-
нен один провод, то равны нулю все токи,
кроме тока в первом проводе, и
U t — U = / iZn;
Uг —J iziz и Т. д.
Поэтому, напряжение на любом из изоли-
рованных проводов
2,ь
Uk=~-U = ktltU.
(30-18)
Величина klh =Zi*/zu называется коэффи-
циентом связи между изолированным про-
водом k и первым проводом, присоединен-
ным к источнику. Следует отметить, что
в общем случае klk kkl так как собст-
венные волновые сопротивления £ц и zktl
могут быть не равны. Коэффициент связи
определяется геометрическими размерами
линии и, в частности, расстоянием между
проводами. При уменьшении этого расстоя-
ния коэффициент связи увеличивается.
Рис. 30-6. Два провода вклю-
чены на источник, два провода
изолированы.
30-3. многократные
ОТРАЖЕНИЯ ВОЛН
При падении волны на произвольный
узел напряжение на узле может опреде-
ляться по схеме замещения (рис. 30-7),
в которой источник имеет э. д. с., равную
удвоенному напряжению падающей волны,
и внутреннее сопротивление, равное волно-
вому сопротивлению линии, по которой вол-
на подходит к узлу. На зажимы этого ис-
точника включаются элементы, из которых
состоит узел, причем вместо длинных ли-
ний включаются их волновые сопротивле-
ния. Однако это справедливо только в том
случае, если отходящие от' узла линии бес-
конечно длинные, или если переходный про-
цесс в узле происходит до прихода волн,
отраженных от концов этих линий. В ряде
практических задач приходится встречать-
ся с короткими отрезками линий, в кото-
рых происходят отражения от обоих кон-
цов, в результате чего отраженные волны
многократно накладываются.
В качестве примера рассмотрим пере-
ход волны с линии /, обладающей волно-
вым сопротивлением гь на линию 2 с вол-
новым сопротивлением г2 через короткий
участок линии длиной /, волновое сопротив-
ление которого равно г0 (рис. 30-8). Длина
Рис. 30-7. Схема замещения для определе-
ния преломления волн в линиях.
ab—зажимы эквивалентного генератора с э. д. с.
2(7пад (/) и внутренним сопротивлением г; г (р)—
эквивалентное сопротивление узла. В общем виде
z(p) может быть выражен в операторной форме.
17—314
258
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
Рис. 30-8. Переход волны с одной линии на
другую через короткий участок длиной I.
линий 1 и 2 много больше I, так что их
можно считать бесконечно длинными, (fl)
Коэффициенты отражения обозначим^,
а коэффициенты преломления причем
будем их снабжать двойным индексом,
в котором первая цифра указывает, с ка-
кой линии приходит волна, а вторая — на
какую линию она падает. Например, аю
есть коэффициент преломления при перехо-
де волны с линии 1 на участок с волновым
сопротивлением zD. Для дальнейшего будут
необходимы следующие коэффициенты пре-
ломления и отражения:
2z„ 2z,
“w- z, + z0 ’ “«>- z, + z0 °’”
2z2
“»«= гг + г„ ;
10»
(30-20)
O __ Z2 - .
PoS —Z2+z0
Pol
Zl~ Z„ _
Zi + Zo —
2z2
“oi-i; a"-zt + z2-
Предположим, что по линии 1 движет-
ся прямоугольная волна с амплитудой U\,
и будем вначале искать напряжение з точ-
ке В, т. е. волну, проходящую на линию 2.
Как только падающая волна дойдет до
точки А, она преломится и в участок I
пройдет преломленная волна с амплитудой
СЛсцо. Дойдя до точки В, эта волна испы-
тает еще одно преломление, и ее амплиту-
да изменится до С^сиоОог- Это будет пер-
вая составляющая напряжения з точке В.
При падении волны на точку В, помимо
преломленной волны ОЛаюОог, появится от-
раженная волна 1ЛаюРо2, которая, дойдя
до начала участка (точка Л), отразится от
этой точки, причем отраженная волна
с амплитудой О^аюРогРси направится к точ-
ке В. Преломившись в точке В, она создает
вторую составляющую напряжения с ам-
плитудой (Ла10Ро2ро10о2- Новая отражен-
ная от точки В Bo.riHA.6'iaiopo2puipo2 испы-
тает отражение в точке А и преломле-
ние в точке В и создаст третью состав-
ляющую напряжения с амплитудой
^i«ioOo2(Po2Poi)2- Этот процесс будет про-
должаться бесконечно долго, и после п от-
ражений напряжение в точке В будет вы-
ражаться рядом
VBn ~ ^i“io“<>2 [1 +Ро1Рог4"(Ро1Ро2)2 +
+ -..+(Мо2)п-1]. (30-21)
каждый последующий член которого всту-
пает в действие через время т=2//и после
предыдущего. Этот ряд представляет собой
геометрическую прогрессию со знаменате-
лем poiPo2, сумма членов которой, как из-
вестно, может быть определена по формуле
., __,, 1 (вр1?ог)п ,„п
U Вп—U 1аю“о2 [.______poipo2 ’ (30-22}
применение которой возможно потому, что
₽01 < 1 и ₽02<1, а следовательно, и^по-
Давно f01₽02 <1.
В пределе при бесконечно большом
числе отражений напряжение в точке В
стремится к величине
i7BOO=^,a,0a,)21-Mc2 ‘
Если вместо коэффициентов отражения
и преломления подставить их выражения
через волновые сопротивления (30-20), то
нетрудно доказать, что
аюао2 2z2
1 — Р01Р02 + 2 2
и, следовательно,
^Воо = = (3°'23>
Таким образом, после бесконечного чис-
ла отражений напряжение в точке В полу-
чается точно таким же, как и при непосред-
ственном переходе волны с линии / на>
линию 2, и влияние короткого участка 1
сказывается только во время переходного
процесса.
Путем аналогичных рассуждений не-
трудно получить напряжение в начале уча-
стка в точке А, которое выражается рядом
U Ап. =^1а1о“Ь ^/1а1®“о1Р^1^ +
+ (₽о1?сг) + - - • + (₽оi₽®2>п- ’]• (30-24}
члены которого также сдвинуты на время
21
т = При сравнении напряжений в точ-
ках А и В следует учитывать, что рост
напряжения в конце участка начинается
т I
на времяпозже, чем в начале.
При бесконечно большом числе отра-
жений
Г, гт .. . г; “10а01Р10
причем, как и раньше, легко доказать, что*
2^
U Асо = z,-|-Z2 = “12^‘ = UBco-
(30-25}
Существует простой графический спо-
соб расчета многократных отражений, яв-
ляющийся частным случаем так называемо-
го метода характеристик. В графическом
способе построение ведется с помощью
вольт-амперной диаграммы, приведенной на
рис. 30-9. На этой диаграмме вначале на-
§ 30-3]
Многократные отражения волн
259
носятся две наклонные прямые, определяю-
щие соотношения между напряжениями и
токами в начале и в конце линии:
U — 2{7О — /г, и U = и2-
Точка пересечения этих прямых имеет
ординату определяемую из равенства
2C7O-C7Z Щ
Z1 Zz
из которого следует, что
2г
и‘ = Uo zt + z2 =
т. е. £7представляет собой напряжение
напряжения на участке I после бесконечно
большого числа отражений.
Если теперь из начала координат про-
вести прямую с наклоном +г0, то в точке
ее пересечения с прямой £7=2 Uo—izx (точ-
ка la) она будет иметь ординату, опреде-
ляемую из равенства
2£7О —£71п __£7,д
Z] z0
Следовательно,
2z0
£7,о=£70^-^=£7Л0.
т. е. и,а представляет собой напряжение
в начале линии при первом падении волны.
Проведя из точки 1а прямую с накло-
ном — z„, при пересечении ее с прямой
U =iz2 получим точку 1Ь. Так как урав-
нение прямой 1а—1Ь
4zn
. U = U° z, + z0 — tz,>’
то ордината точки 1Ь легко находится и
оказывается равной:
2z0 2z2
Ulb = U° 2, + Zo Z„ + Z2 = У°“10“02.
Следовательно, £71ь есть напряжение в кон-
це линии при первом падении волны. Про-
должая аналогичные построения далее, не-
трудно показать, что получаемые при этом
точки 1а, 2а, За и т. д. и lb, 2b, ЗЬ и т. д.
будут давать последовательные значения
напряжений в узлах А и В схемы рис. 30-8.
Характер переходного процесса в схеме
рис. 30-8 определяется соотношением между
волновыми сопротивлениями. Возможны
четыре варианта этих соотношений: zt >
Zo Z2, Z, Zq Z2, Z, ZB Z2 И Z2<^
z0 <2 z2.
Рассмотрим вначале первые два ва-
рианта, когда z0 либо меньше, либо больше
каждого из волновых сопротивлений z, и z2.
В первом случае (z, > z0 < z2) оба
коэффициента отражения положительны и
ряды Uв и UА состоят только из положи-
тельных членов. Установившееся состояние
в этом случае достигается путем постепен-
ного ступенчатого роста напряжения.
Рис. 30-9. Графический метод расчета мно-
гократных отражений.
Во втором случае оба коэффициента
отражения отрицательны, но произведение
₽01₽02>0. Поэтому ряд Uв по-прежнему со-
стоит из положительных членов, а в ряде
Uа все члены, кроме первого, отрицатель-
ны. Напряжение в конце линии достигает
своего установившегося состояния путем
постепенного роста, а напряжение в начале
линии скачком возрастает, а затем посте-
пенно отдельными ступенями уменьшается.
В качестве примера на рис. 30-10 при-
ведена вольт-амперная диаграмма для двух
случаев zo='1Oz2=5zi и Zo=O,2z2=O,lzi, при-
чем соотношения между волновыми сопро-
тивлениями подобраны таким образом, что
установившееся напряжение в обоих слу-
чаях одинаково. На рис. 30-11 показаны
графики изменения во времени напряжения
в начале и конце участка.
Рис. 30-10. Графическое определение на-
пряжений и токов в точках А и В схемы
рис. 30-8 для двух соотношений между вол-
новыми СОПрОТИВЛеНИЯМИ Zq, Zj И Z2.
17*
269
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
Рис. 30-11. Изменение напряжения в узлах
А и В схемы рис. 30-7.
2-z„ = 0,2z2 = O.lz, = г);
Пунктиром показаны кривые, рассчитанные по схе-
мам замещения рис. 30-12, а и б.
Нетрудно заметить -аналогию переход-
ного процесса при малой величине Zq со
случаем движения волны мимо емкости
(рис. 30-12,а), а при большой величине z0
со случаем перехода волны через индук-
тивность (рис. 30-12,6).
Рис. 30-12. Схемы замещения с сосредото-
ченными постоянными для схемы рис. 30-8.
a—z1>z0<z2; б—z1<z0>z2; в—z1>z0>z2; г—г,<
<гс<г2.
Наличие такой аналогии вполне зако-
р if L*
номерно. Если z0 = |/ значительно
меньше zt и г2, то участок I имеет увели-
ченную емкость на единицу длины и, на
оборот, уменьшенную индуктивность. Но из
этого следует, что влияние индуктивности
участка имеет второстепенное значение, и
этот участок приближенно можно заменить
сосредоточенной емкостью, величина кото-
рой равнаС = С0/=^=^.
Если г0 значительно больше, чем г1 и г2,
второстепенное значение имеет емкость
участка, и его можно заменить индуктив-
ностью
lzB _ zot
ь —— v 2 .
Напряжение в узле схемы рис. 30-12s<z
равно1:
«в = ^“12 (• — e~t,Tc). (30-26)
Напряжение в точках А и В схемы
30-12.6
UA = 2Ue~tlTL + ta12 (1 — e~tlTL)\ (30-27)
/Zg = f7«12 (1 — е ^);
причем постоянные времени
^2
у’ __ ^0 „
с Zi -]-z, 2 z2 ’
1+^
L z,
Tl = z, +z2 — 2 Z2_'
Для рассмотренных на рис. 30-11 при-
меров постоянные времени одинаковы и
равны Тс=Т г о=-3.3г. Напряжения в узлах
схем замещения рис. 30-12,а и б показаны
на рис. 30-11 пунктиром. Как видно, при
замене участка линии сосредоточенной ин-
дуктивностью или емкостью характер из-
менения напряжения во времени отражает-
ся весьма точно, но кривые из ступенча-
тых преврашаются в плавные. Следует
отметить, что в рассмотренном случае воз-
действия на схему прямоугольной волны
напряжения отличие между действитель-
ным графиком изменения напряжения и
рассчитанным по схеме замещения полу-
чается наибольшим. Чем больше длина
фронта волны по сравнению с временем
двойного пробега т, тем эта разница де-
лается меньше и уже при Тф~т практиче-
ски отсутствует. Поэтому в дальнейшем мы
будем неоднократно пользоваться заменой
1 А. В. Н е т у ш и л, В. В. С т р а х о в.
Основы электротехники, ч. II, ГЭИ, 1955.
стр. 179.
§ 30-3]
Многократные отражения волн
261
Рис. 30-13.
коротких участков линии сосредоточенными
индуктивностями или емкостями в зависи-
мости от сопротивлений, включенных на
концах этого участка. Прн этом важно от-
метить, что все сказанное выше относится
и к случаю, когда по концам линии с вол-
новым сопротивлением г0 включены два
активных сопротивления /?i=2] и Ri=z2,
например, по схеме рис. 30-13.
Когда волновое сопротивление участка
больше одного из волновых сопротивлений
zi и z2 (или одного из активных сопротив-
лений Ry и /?2), но меньше другого, то один
из коэффициентов отражения оказывается
отрицательным, поэтому ряды UА и Uв яв-
ляются знакопеременными и напряжения
стремятся к своим установившимся значе-
ниям путем колебаний.
На рис. 30-14 показаны графики напря-
жений в начале и конце участка для двух
iZg ‘S'o
случаев —=—=4 и — = — = 4. В этих
Zq Z] Zq z2
примерах колебания напряжений ид и ив
весьма быстро затухают. Затухание сильно
уменьшается, когда отношение волновых
сопротивлений возрастает.
При рассмотренных соотношениях вол-
новых сопротивлений также возможна за-
мена участка линии схемой с сосредоточен-
ными постоянными, причем из характера
изменения во время напряжений иА и ив
следует, что это должен быть колебатель-
ный контур. Это представляется совершен-
но естественным. Действительно, например,
при z1>z0>z2, по отношению к линии z2
основное влияние должна иметь индуктив-
ность участка, а по отношению к линии Zj,
наоборот,— емкость. Поэтому схема заме-
щения должна иметь вид, показанный на
рис. 30-12,в. При z1<z0<z2 схема замеще-
ния будет соответствовать рнс. 30-12,а.
Практическое значение имеет предель-
ный случай, когда Zj=O и z2=oo, т. е. хо-
лостая линия включается к источнику бес-
конечно большей мощности с напряжением
2 Uy. Напряжение на конце холостой линии
при этом изменяется так, как показано на
рис. 30-15, т. е. колеблется вокруг устано-
вившегося напряжения U=2Ut с периодом
4Z
Т=2т=-£р В этом случае, очевидно, спра-
ведлива схема замещения рис. 30-12,г, в ко-
торой z2=oo и г,=0, т. е. колебательный
контур включен непосредственно на зажи-
мы источника с э. д. с., равной 2 Uy. На-
Рис. 30-14. Изменение напряжения в узлах
А и В схемы рис. 30-8.
I—j- Z1 = г0 = 4г2; 2 —4г, = г0 = — г2.
пряжение на емкости колебательного кон-
тура в этом случае равно:
ив = 2Uy (1 — cos со/), (30-28)
а ток в цепи
I — —-----= sin cot
А/т
Для того чтобы колебательный контур
правильно отражал процессы в участке
линии длиной I, должно быть соблюдено
Рис. 30-15. Напряжения на конце холостой
линии, включенной к источнику постоянно-
го напряжения.
262
Волновые процессы в линиях электропередачи
[Гл. 30
равенство собственных периодов колебаний
линии (Т = 4ljv = 4 Г LC) и колебательного
контура
а также равенство амплитуд токов
/ 2Ut
( амплитуда тока в линии равна -----=
\ го
2Ut \
Это дает:
о г Сэ 2LC-
4ЬС—2т;у ^з~2~ = ~~Г'9
Из этих двух
лучить, что
г V2L-
уравнений нетрудно по-
Сэ У2 С
2 — п
(30-29)
Следовательно, в отлнчие от схем
рис. 30-12,а и б в схемах рис. 30-12,6 и г и.н-
г Сэ
дуктивность Lo и емкость “тг не должны
быть равны индуктивности L и емкости С
замещаемого отрезка линии, а определяют-
ся с помощью коэффициента )^2/л.
30-4. ВОЗДЕЙСТВИЕ ВОЛН
НА КОЛЕБАТЕЛЬНЫЙ КОНТУР
Развитие колебаний в колебательном
контуре сильно зависит от закона измене-
ния во времени приложенного напряжения.
Наибольший интерес представляет воздей-
ствие на колебательный контур волны
с косоугольным фронтом (рис. 29-8) и экс-
поненциальной волны (рис. 29-9).
а) Волну с косоугольным фронтом
в расчетных целях удобно представить в ви-
де двух косоугольных волн, сдвинутых во
времени на длину фронта (рис. 30-16).
В этом случае, воспользовавшись методом
наложения, достаточно получить решение
для косоугольной волны U=at, а затем
Рис. 30-16. Волна с косоугольным фронтом
и ее составляющие.
наложить на него точно такое же решение,
сдвинутое во времени на Тф и имеющее
противоположный знак.
Зная напряжение на емкости колеба-
тельного контура при прямоугольной волне
и единичной амплитуде приложенного на-
пряжения
ис = (1 — COS (at) = (t),
напряжение uc при воздействии косоуголь-
ной волны u(t)—at нетрудно получить
с помощью теоремы Дюамеля:
t
«С= С(0) ¥(0+J у(т) JL u(t — t)dT =
о
t
= (1 — cos сот) adz = at — —~ sin (at.
о
(30-30)
Это решение будет справедливо в те-
чение времени от 0 до Тф для волны с ко-
соугольным фронтом. На основании сказан-
ного выше при t > Тф напряжение ис будет
равно:
ис = at — — sin <of — a (t — тф) -J-
а
+—sin — тф) =
. ’’’'Ф
sin у •
---------cos w ( t — I?!
лтф \ 2
Т
(30-31)
2п
где Т = — — период собственных колеба-
01 ний контура;
U„ = атф — амплитуда волны.
На рис. 30-17 приведены графики изме-
нения напряжения во времени для одной
и той же крутизны, но различных длин
фронта тф. Из графиков и из (30-30) и (30-31)
следует, что амплитуда колебаний в тече-
ние фронта зависит только от крутизны а,
а после фронта — также и от соотношения
Тф/Г. Амплитуда колебаний имеет макси-
Тф 1 3.5
мальное значение при —«у» 2"’ 2~ и т" д”
причем это максимальное значение во всех
2а
случаях равно т. е. вдвое превышает
амплитуду колебаний в течение фронта.
Тф
При -у=1, 2, 3 и т. д. после окончания
фронта волны колебания отсутствуют пол-
ностью. Последнее обстоятельство связано
с тем, что в момент t — ток в контуре
duc
1 = С равен нулю, поэтому магнитная
§ 30-4]
Воздействие волн на колебательный контур
263
Рис. 30-17. Напряжение на емкости колеба-
тельного контура при воздействии волны
с косоугольным фронтом и различном отно-
шении i^jT.
а---^- = 0,5; б---= 1,0; в-----— =1,5.
Г Г Г
энергия в индуктивности отсутствует. Так
как в этот момент времени напряжение на
емкости как раз достигло своего устано-
вившегося состояния, то оно остается не-
изменным и в дальнейшем.
На рис. 30-18 показано изменение наи-
большего напряжения на емкости Псмакс
при изменении отношения Тф/T. Своеобраз-
ный характер этой зависимости связан
с резким изменением крутизны приложенного
напряжения в момент /=тф для волны
с косоугольным фронтом. Так как эта вол-
на представляет собой определенную идеа-
лизацию реальных волн, на практике пред-
почитают пользоваться пунктирной кривой
рис. 30-18, являющейся огибающей макси-
мальных значений напряжения ис.
б) Напряжение на емкости колебатель-
ного контура при воздействии экспонен-
циальной волны и = иле~*!То также может
Рис. 30-18. Зависимость максимального на-
пряжения на емкости колебательного кон-
тура при воздействии волны с косоуголь-
, 'Ф
ным фронтом от отношения -у,--
Рис. 30-19. Изменение во времени напряже-
ния на емкости колебательного контура
при воздействии экспоненциальной волны
Т
при разных отношениях -у?-.
a--I?- = -L-~o.16; б--^- = —~0,64.
Т 2те — т те —
264
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
Рис. 30-20. Зависимость максимального на-
пряжения на емкости колебательного кон-
тура при воздействии экспоненциальной
Т
волны от отношения
быть получено на основании теоремы Дюа-
меля, применение которой дает:
СО2 (нт , 1
«С = с'о I- ( е ° + X
ю — —5- 4
Т2
' 0
Xsin<i>£ — cos tof
(30-32)
Напряжение на конденсаторе в данном
случае состоит из колебаний с частотой со,
наложенных на экспоненту, как это хорошо
видно из рис. 30-19. Максимум напряжения
иа емкости наступает в пределах первого
полупериода собственных колебаний кон-
тура и увеличивается при увеличении от-
Т„ ( 2пЛ
ношения -у- I Та = — I • Величина макси-
мума может быть определена с помощью
кривой рис. 30-20, из которой следует, что
при То/Т = 3, максимальное напряжение
достигает 1,9 Uo, т. е. всего на 5% отли-
чается от максимального напряжения при
воздействии прямоугольной волны, а в даль-
нейшем возрастает весьма медленно.
30-5. ВОЗДЕЙСТВИЕ ВОЛН
ПРОИЗВОЛЬНОЙ ФОРМЫ
НА ПРОСТЕЙШИЕ СХЕМЫ.
МЕТОД ПОДКАСАТЕЛЬНОЙ
В схемах грозозащиты (см. гл. 35) час-
то приходится встречаться с волнами
сложной формы, которые чаще всего зада-
ются графиками. В ряде случаев расчет
отражения и преломления таких волн мо-
жет быть достаточно просто осуществлен
с помощью графического «метода подка-
сательной», разработанного М. В. Костен-
Рис. 30-21. Включение источника напряже-
ния на линию с емкостью на конце.
ко. Этот метод применим для решения
дифференциальных уравнений типа
dY ,
уу +aY = F (0, (30-33)
которые весьма часто встречаются в прак-
тических задачах.
В качестве примера рассмотрим схему
рис. 30-21, часто встречающуюся при рас-
четах грозозащиты подстанций. Для
общности будем считать, что емкость С
была предварительно заряжена до напря-
жения Uo. Дифференциальное уравнение
для конца линии будет следующим:
dur
Cz -~+ uc = 2u(t)
ИЛИ
dur i i
~+у-ис = у-2“ W. (зо-34>
причем постоянная времени Т = Cz.
Имея заданный график напряжения
источника, на рис. 30-22 построим функ-
цию 2п (0 и дополнительную систему коор-
динат, сдвинутую на время Т, в которой
будет осуществляться построение искомого-
напряжения на емкости uc(t). Для этого
прежде всего отметим начальное значение
искомого напряжения (при Z=0 Uc — U0),
после чего разобьем ось абсцисс на ряд
малых интервалов времени Д/, как показа-
но на рис. 30-22. Из точки UB проводится
прямая до значения функции 2и(1) в на-
чале первого интервала времени и прини-
мается, что в течение интервала Д/j иско-
мая функция совпадает с этой прямой. Из
Рис. 30-22. Построение напряжения ис (О
на емкости схемы рис. 30-21 методом под-
касательной.
§ 30-61
Влияние импульсной короны на волновые процессы
265
точки 1 проводится прямая до значения
функции 2u(t) в начале следующего интер-
вала и принимается, что искомое напряже-
ние совпадает с этой прямой в течение сле-
дующего интервала времени Д/2- Далее по-
строение продолжается в той же последо-
вательности и напряжение ис (0 получает-
ся в виде ломаной линии.
Для обоснования этого метода рас-
смотрим треугольник АВС. Ордината точ-
ки В этого треугольника равна 2u(t), ор-
дината точки А— uc(t) и сторона АС = Т.
Следовательно,
2и —
tg₽ =------- Т <30’35)
означает не что иное, как наклон касатель-
ной к кривой ис (t) в момент времени
(dtir\
tgp= —,—)• Следовательно, при выпол-
at /
нении построения на каждом интервале ht
мы заменяли искомую кривую отрезками
касательных, что, как известно, дает тем
меньшую ошибку, чем меньший интервал
времени выбран для построения.
Естественно, что в схеме рис. 30-21
рассмотренное построение справедливо
2/
только в течение времени пока
не пришла волна, отраженная от начала
линии. Эту волну в данном случае нетрудно
найти. Действительно, отраженная от конца
волна Uotp(0=uc(0—u(t) может быть оп-
ределена графически, как показано на рнс.
30-23. Дойдя до начала линии, эта волна от-
разится с обратным знаком, но не изменится
по форме (источник напряжения считаем
бесконечно мощным). Дойдя до конца линии,
она наложится на первоначальную волну
u(t). Поэтому, начиная с момента времени
t=x, в графическом построении «а рис. 30-22
в качестве воздействующей функции следует
принимать 2u(t)—2иОтр(^)-
Таким образом, метод подкасательной
может с успехом применяться и при мно-
гократных отражениях волн.
Обычно интервалы времени AZ прини-
маются одинаковыми. Однако для получе-
ния необходимой точности желательно, что-
бы границы интервалов совпадали с харак-
терными точками в кривой воздействую-
щего напряжения. Например, на рис. 30-22
необходимо интервал Д£4 разбить на два
интервала, принимая при этом, что напря-
жение в конце первого из них равно сред-
нему значению напряжения скачка.
Рис. 30-23. Определение отра-
женной волны в схеме
рис. 30-21.
зо-б. влияние импульсной
КОРОНЫ НА ВОЛНОВЫЕ ПРОЦЕССЫ
Как уже указывалось выше, при боль-
ших напряжениях распространяющейся
вдоль линии волны на проводах линии воз-
никает коронный разряд, развитие которо-
го связано с затратой определенной энер-
гии. Эта энергия расходуется за счет энер-
гии двигающейся волны, благодаря чему и
происходит ее деформация. Проводившиеся-
многочисленные эксперименты позволили
установить, что деформация волны под
действием импульсной короны имеет свое-
образный характер, отчетливо видный на
рис. 30-24.
Начальный участок волны с напряже-
нием меньше критического остается прак-
тически неискаженным (небольшое замед-
ление нарастания напряжения на этом уча-
стке связано с влиянием активного сопро-
тивления нулевой последовательности),
а остальная часть волны как бы сдвигает-
ся в область больших времен, причем этот
сдвиг увеличивается с увеличением прой-
денного волной расстояния вдоль линии.
Этот процесс сопровождается растягива-
нием фронта волны и некоторым сниже-
нием амплитуды, которое увеличивается
при уменьшении длины волны. Как видно
из сравнения рис. 30-24,а и б, деформация
фронта волны при положительной поляр-
а)
б)
Рис. 30-24. Искажение импульсной волны
под действием короны по опытным данным.
« — положительная полярность, г =<25 мм, ft=-i2 м;
б — отрицательная полярность, г—25 мм, ft—12 м.
266
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
ности происходит гораздо белее интенсив-
но, чем при отрицательной полярности.
Для того чтобы провести теоретический
анализ влияния импульсной короны на вол-
новые процессы в линии, необходимо уяс-
нить некоторые особенности, которые от-
личают импульсную корону от стационар-
ной короны переменного или постоянного
тока.
Прежде всего импульсная корона имеет
ярко выраженную стримерную структуру и
состоит из отдельных светящихся нитей,
число которых на единицу поверхности про-
вода при отрицательной полярности значи-
тельно больше, чем при положительной по-
лярности, а длина, наоборот, меньше. Ка-
налы отдельных стримеров являются прово-
дящими, следовательно, часть зарядов про-
вода стекает вдоль канала, сосредоточи-
ваясь у его головки. При постепенном
увеличении напряжения в течение фронта
волны длина стримеров увеличивается, рас-
тет и сосредоточенный на их концах за-
ряд, поэтому в процессе развития короны
вдоль отдельных нитей короны проходит
довольно значительный ток, величина ко-
торого тем больше, чем больше скорость
роста напряжения. Прохождение этого
тока по каналам стримеров приводит к их
нагреванию до температуры, которая мо-
жет превышать 2000° С.
Совершенно естественно, что каналы
стримеров в процессе развития короны
должны сохранить свою проводимость, по-
этому в пределах этих каналов непрерывно
должен происходить процесс ионизации.
Если температура канала недостаточно вы-
сока (меньше 4 000—5000°С), то заметная
термическая ионизация еще ве возникает
и основную роль продолжают играть элек-
тронные удары, которые являются ионизи-
рующими при наличии определенной про-
дольной напряженности поля в канале £кр-
Однако, так как температура в канале зна-
чительно выше нормальной (70=293° С),
эта напряженность может быть существен-
но ниже 30 кв!см. Например, при Т=
293
= 2000°С, ЕКр= 302qqq=4,5 кв!см. Таким
образом, в отличие от стационарной короны
импульсная корона должна отличаться низ-
ким радиальным градиентом в области
ионизации и высокой радиальной проводи-
мостью.
Стримерная структура коронного чехла
исключает возможность прохождения тока
по чехлу в осевом направлении *, так как
отдельные каналы короны не соприкасаются
друг с другом. Поэтому продольный ток
в линии по-прежнему проходит только по
проводам, в результате чего на индуктив-
ность линии корона никакого влияния не
оказывает. Напротив, заряды перемещают-
ся с провода на периферию коронного чех-
1 Это справедливо и для стационарной
короны переменного тока.
Рис. 30-25. Вид вольт-кулоновой характери-
стики импульсной короны при положитель-
ной и отрицательной полярности провода.
ла, благодаря чему емкость линии сущест-
венно изменяется.
Основной энергетической характеристи-
кой импульсной короны, так же как и ко-
роны переменного тока (см. гл. 8), являет-
ся вольт-кулоновая характеристика, вид
которой при обеих полярностях показан на
рис. 30-25. На этом же рисунке показана
наклонная прямая, соответствующая изме-
нению заряда при отсутствии короны. На-
клон этой прямой пропорционален величине
геометрической емкости линии. При нали-
чии короны понятие емкости линии теряет
свой определенный смысл, так как зависи-
мость заряда от напряжения перестает
быть линейной. Однако удобно ввести по-
нятие статической емкости Cct=qlu, ко-
торая равна отношению заряда к напряже-
dq
нию, и динамической емкости
которая определяется наклоном касатель-
ной к вольт-кулоновой характеристике
(рис. 30-25).
Если пренебречь всеми потерями в ли-
нии, за исключением потерь на корону, то
первое уравнение (30-4) останется неизмен-
ным, а второе уравнение необходимо пере-
писать следующим образом:
di dq dq ди
-^=W=lTaW’ (3°-36>
где q есть мгновенное значение заряда,
являющееся функцией мгновенного значения
напряжения, вид которой определяется
вольт-кулоновой характеристикой.
Так как ^-= Сд, вместо уравне-
ния (30-36) получим:
di ди
(3°-37>
которое имеет внешний вид точно такой
же, как и второе уравнение (30-4) для ли-
нии без потерь, с той, однако, существен-
ной разницей, что величина динамической
емкости Сд не является постоянной, а за-
висит от мгновенного значения напряжения.
§ 30-6]
Влияние импульсной короны на волновые процессы
267
По аналогии с линией без потерь мож-
но считать, что решение дифференциальных
уравнений бесконечно длинной коронирую-
щей линии будет иметь вид u=f(x—ut), где
скорость распространения
1
v
является функцией мгновенного значения
напряжения.
Для того чтобы использовать получен-
ное решение, полезно условно разбить дви-
гающуюся волну на элементарные волны,
как это показано на рис. 30-26,0. Тогда
каждая элементарная волна распростра-
няется вдоль линии со своей скоростью, за-
висящей от ординаты этой волны. По мере
движения волны вдоль линии верхние уча-
стки волны будут постепенно отставать
от нижних, что и приводит к деформации
фронта волны. Если волна пробежала
вдоль линии путь I, то время, на которое
«запаздывает» участок волны с ордина-
той U,
Рис. 30-26. Расчет деформации фронта вод
ны в коронирующей линии.
а — волна в начале линии; б — волна после про-
бега некоторого пути I (пунктиром показана фор-
ма недеформироваииой волны).
1 ——
J_ с _l 1—₽
С
(30-39)
с р
V
с
где обозначено
(30-40)
Таким образом, если для данной линии
экспериментально определена вольт-кулоно-
вая характеристика, с ее помощью может
быть найдена зависимость от напряже-
ния Сд, а следовательно, скорость распро-
v
странения v и отношение р = Имея
эти зависимости, нетрудно путем построе-
ния найти деформацию волны в течение
фронта, как это, например, сделано на
рис. 30-26,6.
Коронный разряд оказывает существен-
ное влияние и на распространение волн
в многопроводной системе, в частности на
коэффициент связи. Для того чтобы разо-
брать это влияние, напомним, что потенци-
альный коэффициент
1 , 2hh_ 1
2™ ln rh Ch
•есть величина, обратная емкости Ck k-го
провода относительно земли на единицу
длины. Поэтому коэффициент связи между
проводами 1 и 2 в статическом режиме
(т. е. при неподвижных зарядах на прово-
дах) может быть записан следующим об-
разом:
^12 ®12 _
^12 = ~ Z ai2^i = 212VqCi. (30-41)
“л
Если к первому проводу приложено
высокое напряжение, превышающее крити-
ческое напряжение короны, то емкость это-
го провода увеличивается, благодаря чему
должно возрасти влияние на соседний вто-
рой провод. При этом в статическом режи-
ме коэффициент связи делается равным:
С1ст
^12СТ == ^12^0^*1С Т==^12 J (30-42)
L. ir
т. е. он возрастает пропорционально отно-
сительному увеличению статической ем-
кости.
Величины коэффициентов связи в ста-
тическом режиме неоднократно измерялись
экспериментально на коротких участках
проводов, причем было установлено, что
ken
отношение может иметь порядок
2—3 и даже более. Однако полученную та-
ким образом величину коэффициента связи
ни в коем случае нельзя применять к вол-
новому режиму, так как в отличие от ли-
нии без потерь в волновом режиме величи-
на коэффициента связи должна быть зна-
чительно меньше kCT. Рассмотрим распро-
странение волны вдоль коронирующего
провода / при наличии параллельного изо-
лированного провода 2 (рис. 30-27). Источ-
ник напряжения включен в точке что,
например, может соответствовать прямому
удару молнии в эту точку. По проводу /
в обе стороны от источника распространя-
ются волны напряжения, которые приводят
268
Волновые процессы в линиях электропередачи
[ Гл. 30
fi2
7777777777777777777777777777777777777777777777777777777
Рис. 30-27. К определению коэффициента
связи между коронирующим (/) и некоро-
нирующим (2) проводами.
к появлению короны на этом проводе и
вследствие этого при своем движении испы-
тывают деформацию. Рассмотрим переме-
щение по проводу одной из элементарных
волн, показанных на рис. 30-26,а, которая
будет двигаться вдоль линии со скоростью
v<c. В силу симметрии в точке Д2 прово-
да 2 ток должен отсутствовать, т. е. этот
провод может считаться разомкнутым.
Если бы провод 2 не обладал прово-
димостью в продольном направлении, то
распространение волны по первому прово-
ду приводило бы только к поперечному
смешению. зарядов, причем при принятой
на рис. 30-27 полярности отрицательные
заряды оказались бы связанными с заря-
дами волны, двигающейся по первому про-
воду, а положительные заряды создавали
бы на этом проводе напряжение точно та-
кое же, как и в статический условиях,
т. е. d(kCTU). В действительности про-
вод 2 является проводящим и положитель-
ные заряды, будучи свободными, двигают-
ся по проводу со скоростью света, так как
корона на втором проводе отсутствует *.
При этом линейная плотность этих зарядов
падает и уменьшается создаваемое ими
напряжение. Так как за время t волна по
первому проводу проходит путь vt, а по-
ложительные заряды второго провода за
это же время проходят путь ct, то умень-
шение плотности зарядов происходит
в п/с=р раз, во столько же раз умень-
шается и наводимое на проводе напря-
жение
dt/2 = [5d(feCTU). (30-42)
Таким образом мы нашли приращение
напряжения, наведенное на проводе 2 эле-
ментарной волной, распространяющейся по
1 Так как по проводу 1 заряды двига-
ются со скоростью меньше скорости света,
создаваемое ими поле не является плос-
ким. Как показал А. И. Долгинов, движе-
ние зарядов в проводе 2 происходит под
действием образующейся при этом про-
дольной составляющей напряженности
электрического поля, которая в линиях без
потерь отсутствует.
первому проводу. Для того чтобы опреде-
лить полное напряжение U2, необходимо
сложить приращения напряжения, созда-
ваемые всеми элементарными волнами,
т. е. произвести интегрирование
я
и2= f М(^ст«)-
о
(30-43)
Для того чтобы произвести это интегриро-
вание, необходимо выполнить следующие
преобразования:
kclU • k и — k
С г
d _________k dq Сд .
du kCTu—c? du —kc?>
d (feCT«) — k gA du
и вспомнить, что
Тогда
(30-44)
где
п
Y = (30-45)
о
представляет собой поправку на корону
для определения коэффициента связи
в волновом режиме.
Если вольт-кулоновая характеристика
данной линии определена эксперименталь-
но, а следовательно, известна зависи-
мость динамической емкости от напряже-
ния, то интеграл (30-45) может быть най-
ден численными методами и таким обра-
зом вычислена поправка на корону у.
Расчет р и у на основании экспери-
ментально определенных вольт-кулоновых
характеристик дает весьма точные резуль-
таты, однако он является крайне громозд-
ким, поэтому желательно иметь возмож-
ность оценивать влияние короны на вол-
новые процессы в линии, не прибегая к по-
мощи эксперимента хотя бы ценоГт
больших приближений. Такая оценка можег
быть проще всего сделана, если предполо-
жить, что во время горения короны ра-
диальная напряженность поля в ее чехле
равна нулю, а на границе коронного чех-
ла напряженность поля равна ЕСр, вели-
чина которой определяется на основании
сравнения расчета и эксперимента. Не вда-
ваясь в детали такого упрощенного расче-
v
та, укажем, что коэффициенты Р= X
§ 30-7]
Собственные колебания участка линии
269
могут быть приближенно оценены по фор-
мулам
f' 1,5/г£ср
1 / s и
Р=1,16 / -----------gh---’ (30’46)
F
/ 2й
/ 2,5й£ср ’ (3047)
’g----и----’
где п — средняя высота подвески провода
над землей, м;
глр — радиус провода, м:
и — мгновенное значение напряжения
движущейся волны, кв\
£ср = 9 кв/см при положительной поляр-
ности и 21 кв /см при отрицатель-
ной полярности.
волны от напряжения.
Пунктир h=20 м\ сплошная линия ft=10 м.
см\ 2— г = 1,0 см\ 3— г=2.0 см.
0 б)
Рис. 30-29. Значения коэффициента связи для линий
с различными геометрическими размерами. Рис. 30-30.
На рис. 30-28 показана построенная с
помошью (30-46) и (30-39) зависимость сме-
щения фронта волны от напряжения для
различных высот и радиусов провода. Из
кривых видно, что деформация фронта уве-
личивается при уменьшении высоты h и
уменьшении радиуса провода гпр. Это
вполне естественно, так как в обоих слу-
чаях при заданном напряжении и увеличи-
вается напряженность поля на поверхности
2й
провода Ег = глр In -— , а следовательно,
' пр
улучшаются условия для образования ко-
роны.
Следует ожидать, что величина коэф-
фициента связи также будет расти при
увеличении h и уменьшении гпр. Это под-
тверждается с помошью рис. 30-29, из ко-
торого следует, что в среднем для линий
электропередачи можно ожидать увеличе-
ния коэффициента связи на 10—30% по
сравнению с геометрическим.
30-7. СОБСТВЕННЫЕ КОЛЕБАНИЯ
УЧАСТКА ЛИНИИ
В § 30-3 участок линии, заключенный
между двумя волновыми (или активными)
сопротивлениями, заменялся колебатель-
ным контуром. На практике часто встре-
чаются схемы, в которых по концам участ-
ка линии включены индуктивности или
емкости, и пользоваться рекомендациями
§ 30-3 для определения параметров схемы
замещения не представляется возможным.
Рассмотрим включение- к источнику по-
стоянного напряжения бесконечной мощ-
ности участка линии длиной I, на конце
которого включена емкость С (рис. 30-30).
Для линии без потерь длиной I спра-
ведливы следующие уравнения в оператор-
ной форме:
U, = U2 ch pt /2г sh рт, (30-48)
/j — sh ръ 4- Zjch
где т = Ifv—волновая длина
линии; z — волновое сопротив-
ление.
Так как в рассматриваемой
схеме в конце линии включена
емкость, то
Т2 = pCU2. (30-49)
270
Волновые процессы в линиях электропередачи
(Гл. 30
Учитывая, что Ul = U0, из (30-48) и
(30-49) получаем:
__ l_i
U , = —г---;——г--------- (30-50)
2 ch р~ + pCz sh рт ' '
Таким образом, мы получили напряже-
ние на емкости в операторной форме. Для
определения напряжения в функции вре-
мени необходимо применить теорему раз-
ложения:
+ ОО
₽м,)
—00
где ръ являются корнями уравнения:
F (р) = ch рх рС sh рт=0 (30-52)
и в данном случае Н(р)= 1.
Так как холостая линия без потерь
является колебательной системой, а вклю-
чение емкости не может ликвидировать ее
колебательные свойства, корни рц должны
быть чисто мнимыми. Полагая
P±k = ±
и переходя в уравнении (30-52) от гипербо-
лических функций к тригонометрическим,
получаем:
Т
ctgcoftt = coftCz = сйьт:—(30-53)
где Тс = Cz — постоянная времени зарядки
емкости через волновое со-
противление z.
Так как (30-53) является трансцен-
дентным уравнением, его решение проще
всего получить с помощью графического
построения, показанного на рис. 30-31, где
кривые 1 представляют собой ветви котан-
генсоиды ctgcoftT, а прямые — правую
Рис. 30-31. Графическое решение уравнения:
Т
ctgcjfcT = .
l-ctE^h^ = 2—»V = f
часть уравнения. Искомые значения
лежат на пересечении прямых с контанген-
соидой. С помощью такого построения не-
трудно найти собственную частоту как
первой гармоники, так и всех высших гар-
моник собственных колебаний схемы.
В табл. 30-1 приведены вычисленные
таким образом частоты собственных коле-
баний первых четырех гармоник для
различных Z/t ^в таблице, помимо вели-
чины Г/т, приведен также угол 6 =
= arctg-^y
Таблица 30-1
Корни уравнения
7
Ctg <OfeT = IOST — = Wftt tg 9
6° т т <0,1 <0,-6 <О36 <о4т
0 0 1,57 4,71 7,85 11,0
10 0,18 1,34 4,09 6,97 9,94
20 0,36 1,17 3,77 6,37 9,7
30 0,58 1,03 3,59 6,54 9,6
40 0,84 0,92 3,47 6,46 9,55
50 1,20 0,81 3,38 6,41 9,51
60 1,73 0,69 3,31 6,37 9,49
70 2,75 0,57 3,25 6,34 9,46
80 5,67 0,41 3,20 6,31 9,44
90 „о 0 3,14 6,28 9.43
Наибольшее значение, естественно,
имеют колебания основной частоты, поэтому
в ряде случаев можно ограничиться заменой
схемы простым колебательным контуром,
частота собственных колебаний которого
равна а,. На рис. 30-32 приведена зависи-
те
мость со, от отношения —-—
т
Если предположить, что в эквивалент-
ном колебательном контуре индуктивность
lz
равна индуктивности линии £л = ~ = «т,
а емкость — включенному на конце линии
конденсатору С, то собственная частота
этого контура была бы равна:
II 1
= г—- = =----т= . (30-54)
V LnC VztC
На рис. 30-32 приведена также кривая,
подсчитанная из этого уравнения. Как
тс
видно, уже при —— =2 ошибка в опредсле-
Z
нии частоты первой гармоники собственных
колебаний схемы не превосходит 9%, а при
Тс
= 6 уменьшается до 2%. Поэтому при
Ъ
ориентировочных расчетах линию с емкостью
§ 31-1 I
Общие сведения
271
тг п
иа конце при _ - > L можно заменять ко-
's
лебательным контуром, состоящим из это й
емкости и индуктивности линии.
В качестве второго примера рассмо-
трим подключение линии к источнику по-
стоянного напряжения через индуктив-
ность L (рис. 30-33). В этом случае, так
как линия на конце разомкнута и /2=0,
вместо (30-48) будем иметь:
Рис. 30-33.
(7, = Uг ch pz;
(30-55)
1t = Hi. sh pz.
z
1.6
1.2
0.8
0.4
° 2 * 6 8 10 12
Рис. 30-32. Зависимость основной частоты
собственных колебаний схем рис. 30-30 и
Т
30-33 от отношения —. Для схемы
*и
1 \ 1 да
\\ \\ \\ \\
\\
2 т
К этим уравнениям необходимо добавить,
условие, имеющее место в начале линии:
17„—71рЕ = 772, (30-56).
и тогда для 'напряжения в начале и в конце-
линии получим:
,, Uozshpz
1 — pL sh pz + z ch pz ’ (30-57)
17.2
2 — pL sh pz 4- z ch pz' (30-58)
Применяя, так же как и раньше, тео-
рему разложения, нетрудно найти, что ча-
стоты собственных колебаний должны опре-
деляться из уравнения
pL sh pz + z ch pz = 0,
которое приводится к виду:
BifcB Т j
ctg<ofe-c = ——=<0ft-C fb,
z -c
(30-59)
т
рис. 30-30 —
Czv _ С
~1 сГ
Для схемы
рис. 30-33
Т _Lv _ L
z zl Ln ’
Сплошная линия — расчет точным методом;
пунктир—расчет по приближенной формуле:
L
где TL — ~----постоянная времени.
Так как (30-59) полностью аналогич-
но (30-53), табл. 30-1 и кривая рис. 30-32
полностью справедливы и для данной схемы.
т
Если ___— 2, то для ориентировочных
т
расчетов схема может быть заменена коле-
бательным контуром, индуктивность кото-
рого равна предвключенной индуктивности L,
а емкость—полной емкости линии Cn=z/z.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ПЕРВАЯ
ЗАЩИТА ОТ ПРЯМЫХ УДАРОВ МОЛНИИ
С ПОМОЩЬЮ МОЛНИЕОТВОДОВ
31-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Молниеотводы как средство за-
щиты от прямых ударов молнии при-
менялись задолго до начала нашей
эры, но получили всеобщее призна-
ние только в середине XVIII в. в ре-
зультате работ Франклина и Ломо-
носова.
Каждый молниеотвод состоит из
молниеприемника, возвышающегося
над защищаемым объектом, зазем-
лителя и токоотводящих спусков,
соединяющих молниеприемник с за-
землителем. По типу молниеприем-
ников различают стержневые и тро-
совые молниеотводы.
272
Защита от прямых ударов молнии с помощью молниеотводов
[ Гл. 31
Хорошее заземление молниеот-
вода является необходимым усло-
вием надежной защиты, так как при
ударе молнии в плохо заземленный
молниеотвод на нем образуется
весьма высокое напряжение, спо-
собное вызвать пробой с молниеот-
вода на защищаемый объект. В на-
чале широкого применения молние-
отводов (XVIII в.), когда на вели-
чину сопротивления заземления не
обращали серьезного внимания, не-
редки, были случаи пожаров, вы-
званных разрядами молнии в мол-
ниеотводы, которые в таких случаях
могут играть даже вредную роль.
Не меньшее значение имеет осуще-
ствление надежных электрических
соединений между всеми частями
молниеотвода, так как при прохож-
дении тока молнии в местах плохих
•контактов возникает интенсивное
искрение, которое также может
привести к пожару.
Защитное действие молниеотводов
основано на том, что заряды, скап-
ливающиеся на его вершине в ли-
дерной стадии разряда молнии, со-
здают наибольшие напряженности
поля на пути между головкой лиде-
ра и вершиной молниеотвода, куда
и направляется разряд. Высота над
поверхностью земли, при которой
лидерный разряд окончательно
ориентируется на один из земных
объектов, называется «высотой
ориентировки молнии» (Н), которая
в первую очередь зависит от высо-
ты молниеотвода h. Принято счи-
тать, что для молниеотводов высо-
той до 30 м H = kh, причем коэффи-
циент пропорциональности k имеет
порядок 10—20.
Канал лидера может опускаться
•к земле по различным траекториям.
Допустим, что точка ориентировки
молнии перемещается по горизон-
тальной прямой, лежащей в одной
плоскости с молниеотводом, как по-
казано на рис. 31-1. Когда эта точ-
ка находится непосредственно над
молниеотводом, разряд должен про-
изойти в молниеотвод. Однако по
мере удаления точки ориентировки
от молниеотвода повышается веро-
ятность разряда молнии в землю.
Критическим будет такое положе-
ние, когда разрядные напряжения
на молниеотвод t/pl и землю Up2 бу-
дут одинаковыми. При дальней-
шем удалении точки ориентировки
разряды молнии в основном пора-
жают землю. Если вблизи молние-
отвода поместить защищаемый объ-
ект, то при определенной его высо-
те разрядное напряжение между
каналом молнии и объектом будет
всегда больше разрядного напряже-
ния либо на молниеотвод либо в
землю. Объект будет защищен от
прямого удара молнии.
31-2. ЗОНЫ ЗАЩИТЫ
МОЛНИЕОТВОДОВ
Зоной защиты принято называть
пространство вокруг молниеотвода,
попадание в которое разрядов мол-
нии маловероятно^ В силу того, что
разрядные напряжения воздушных
промежутков, особенно при расстоя-
них в десятки метров, имеют значи-
тельные статистические разбросы,
молниеотводы 'Обеспечивают защиту
объекта лишь с некоторой степенью
•вероятности.
а) Экспериментальное определение
зон защиты молниеотводов
Зоны защиты молниеотводов
определяются опытным путем на мо-
делях. При этом принимается, что
действительные зоны защиты ре-
альных молниеотводов различной
высоты геометрически подобны зо-
нам, полученным в лаборатории на
модели.
В качестве «модели» молнии ис-
пользуется импульсный искровой
разряд, развитие которого в длин-
§ 31-2]
Зоны защиты молниеотводов
273
Рис. 31-2. Схема опыта по определению
зоны защиты.
ГИН — генератор импульсных напряжений; 1 —
электрод, имитирующий конец лидерного канала
на высоте ориентировки; 2 — модель молниеотво-
да; 3 — заземленная металлическая плоскость.
ных промежутках происходит в две
основные стадии — лидерную и
главную — и имеет, таким образом,
качественное сходство с молнией.
Опыты проводятся в схеме
рис. 31-2, причем электрод, с кото-
рого развивается разряд, имитирует
собой конец лидерного разряда на
высоте ориентировки молнии. В экс-
периментах, проводившихся в Со-
ветском Союзе А’. А. Акопяном
(ВЭИ), для стержневых молниеот-
водов высотой до 30 м было приня-
то -^-=20. а для, тросовых ~^=
= 10. Для молнйеотводов высотой
более 30 м высота ориентировки
принималась постоянной (/7 = 600 м
для стержневых молниеотводов и
/7 = 300 м для тросовых). Справед-
ливость принятых величин не мо-
жет быть строго доказана, однако
есть основания полапать, что их ис-
пользование дает несколько зани-
женные зоны защиты, что обеспечи-
вает определенный запас надежно-
сти.
Несмотря на то, что большинст-
во разрядов молнии в землю имеет
отрицательную полярность, при
опытном определении зон защиты
применяются разряды положитель-
ной полярности. Связано это с тем,
что при ударах молнии в возвы-
шающиеся объекты с его вершины
развивается встречный стример, как
бы удлиняющий молниеотвод. Од-
нако длина этого встречного стриме-
ра при молниеотводах высотой до
100 м не превышает нескольких де-
сятков метров. При тех искровых
промежутках, с которыми приходит-
ся иметь дело в лаборатории, при от-
рицательной полярности верхнего
электрода разряд начинает разви-
ваться с молниеотвода и зоны заши-
ты получаются сильно завышенны-
ми. При положительной полярности
встречный стример с молниеотво-
да составляет небольшую долю раз-
рядного промежутка (до ’/3), что
гораздо ближе к условиям, имею-
щим место при разрядах молнии.
Однако необходимость применения
не той полярности, какая имеет ме-
сто в природных условиях, свиде-
тельствует о весьма приближенном
моделировании реальных процессов
в лаборатории. Поэтому следует
иметь в виду, что полученные в ла-
боратории зоны защиты молниеот-
водов носят условный xapaKiep и
мы имеем право их использовать
только потому, что многолетние на-
блюдения над реальными молниеот-
водами подтвердили надежность
разработанных на основании лабо-
раторных экспериментов рекомен-
даций.
Техника опытного определения
зон защиты заключается в следую-
щем (рис. 31-3). Электрод, располо-
женный на высоте /7. смещается
относительно модели молниеотвода
в горизонтальном направлении. При
каждом положении электрода про-
изводится определенное число раз-
рядов. Опыт показывает, что при
/? = 3,5/г все разряды поражают
молниеотвод. При /?ь несколько
большем R, часть разрядов попа-
Рис. 31-3. Определение на модели зоны
защиты стержневого молниеотвода.
18—314
274
Защита от прямых ударов молнии с помощью молниеотводов
[ Гл. 31
дает в землю. При этом разряды
сильно отклоняются от вертикали
и поражают землю на расстоянии
г =г= 1,6 h. Величина г является ра-
диусом зоны защиты на уровне
земли. Расстояние R называют ра-
диусом зоны 100%-ного попадания
в молниеотвод.
Определение радиуса зоны защи-
ты на высоте hx производится с по-
мощью стержня высотой hx, имити-
рующего защищаемый объект.
Электрод и модель объекта, нахо-
дящиеся в одной плоскости, пере-
мещаются относительно друг друга
и по отношению к модели молние-
отвода. При каждом взаимном
расположении электродов произво-
дится определенное число разря-
дов. В результате находится макси-
мальное расстояние гх между объек-
том и молниеотводом, при котором
объект не поражается разрядом.
Это расстояние гх является радиу-
сом зоны защиты молниеотвода на
высоте hx.
Чем больше разрядов произво-
дится при каждом расположении
электродов, тем с большей точ-
ностью определяется радиус зоны
защиты и тем меньше вероятность
поражения объекта, расположенно-
го в зоне защиты молниеотвода.
Обычно определяют зоны защиты
с вероятностью поражения объекта
0,1%.
Если молниеотвод не стержне-
вой, а тросовый, то электрод и объ-
ект перемещают по горизонтали
в плоскости, перпендикулярной трб-
су (рис. 31-4). Опыт показывает,
Рис. 31-4. Определение на модели зоны за-
щиты тросового молниеотвода.
Рис. 31-5. Распределение разрядов между
тросом и землей.
что в этом случае размер зоны за-
щиты на уровне земли составляет
й= 1,2ft, а размер зоны 100%-ного
попадания в молниеотвод равняет-
ся B = 2ft. Если перемещать элек-
трод дальше, увеличивая расстоя-
ние до вертикальной плоскости,
в которой находится трос, то все
меньше *и меньше разрядов будет
попадать в молниеотвод и, наконец,
при некотором расстоянии все раз-
ряды будут поражать только землю.
Определенное опытным путем рас-
пределение разрядов показано на
рис. 31-5, из которого следует, что
в среднем в тросовый молниеотвод
попадают все разряды молнии, раз-
вивающиеся на расстоянии В с 3ft
от молниеотвода.
б) Зоны защиты
стержневых молниеотводов
Зона зашиты одиночного стерж-
невого молниеотвода высотой до
30 м (рис. 31-6) представляет собой
пространство, ограниченное по-
верхностью вращения с образую-
щей, которая может быть найдена
по формуле
Рис. 31-6. Зона защиты стерж-
невого молниеотвода.
§ 31-2]
Зоны защиты молниеотводов
275
высота за-
объекта);
высоты
над рас-
уровнем
'(или над
щищаемого
называемое
высотой
где h — высота молниеотвода;
<гх— радиус зоны защиты
на высоте hx,
hx — рассматриваемый уро-
вень над поверхностью
земли (или
щищаемого
/г—hx=h& —превышение
молниеотвода
сматриваемым
высотой за-
объекта),
активной
молниеотвода.
Чтобы быть защищенным от
прямых ударов молнии, объект пол-
ностью должен находиться внутри
конусообразного пространства, ко-
торое представляет собой зона за-
щиты молниеотвода.
Поскольку при эксперименталь-
ном определении зон з'ащиты допу-
скается ряд условностей, то нет не-
обходимости пользоваться точными
очертаниями зон защиты, особенно
усложненными в случае защиты дву-
мя молниеотводами. Можно пользо-
ваться упрощенным построением,
показанным на рис. 31-7. Образую-
щая поверхности, ограничивающей
зону защиты, может быть представ-
лена ломаной линией. Один из от-
резков этой ломаной ab является
Рис. 31-7. Построение зоны защиты стержневого молние-
отвода.
/ — упрощенное построение; 2— зона защиты, построенная по (3*1-1).
частью прямой, соединяющей вер-
шину молниеотвода с точкой на по-
верхности земли, удаленной на
0,75 h от оси молниеотвода, а другой
отрезок (Ьс) представляет собой
часть прямой, соединяющей точку
молниеотвода на высоте 0,8 h с точ-
кой на поверхности земли, удален-
ной от молниеотвода на 1,5 h. На
том же рис. 31-7 показана для срав-
нения зона зашиты, построенная по
(31-1).
Из рис. 31-7 видно, что точка b
2
находится на высоте у h. Легко пока-
зать, что радиус защиты на
hx < h равен:
уровне
(31-2)
Радиус защиты на уровне
. 2 ,
hx
rx = 0,75h( 1 — 4г
\ h
(31-3)
Эффективность молниеотводов
высотой больше 30 м снижается,
так как при этом высота ориенти-
ровки молнии принимается постоян-
ной.
Для
защиты
определения радиуса зоны
молниеотвода высотой h >
>30 м значения, полу-
ченные по (31-2) и (31-3),
нужно умножить на
5 5
коэффициент р — .
V h
Построение зоны защи-
ты производится анало-
гично тому, как это
показано на рис. 31-7,
но прямые аа' и сс' про-
водятся через точки,
лежащие на поверхности
земли на расстояниях
соответственно 0,75Л/?'
и \,5hp от оси молние-
отвода.
Зона защиты меж-
ду двумя стержневы-
ми молниеотводами
имеет значительно
большие размеры, чем
сум м а зон з ащиты двух
18*
276
Защита от прямых ударов молнии с помощью молниеотводов
[ Гл. 31
Рис. 31-8. Зона защиты двух стержневых ^олниеотводов.
одиночных молниеотводов. Выше от-
мечалось, что радиус зоны 100%-
ного попадания в молниеотвод со-
ставляет <R = 3,5 h. Очевидно, если
два молниеотвода находятся на рас-
стоянии а=2 R—l h, то точка зем-
ной поверхности, лежащая посреди-
не между молниеотводами, не будет
поражаться молнией. Если нужно
защитить точку, находящуюся по-
средине между молниеотводами на
высоте /г0, то расстояние между мол-
ниеотводами высотой h должно со-
ставлять а <7 (h—h0), т. е. не мень-
семикратной активной высоты
молниеотводов. Или, если известны
высота и расстояние между молние-
отводами, высота защищенной точ-
ки посредине между молниеотвода-
ми находится как
h0 = h-^. (31-4)
Внутренняя часть зоны защиты
двух стержневых молниеотводов
(рис. 31-8) в плоскости, проходящей
через оба молниеотвода, ограничи-
вается дугой окружности, которую
можно построить по трем точкам:
две из них — вершины молниеотво-
дов, а третья расположена посре-
дине между молниеотводами на вы-
соте h0. Сечение зоны защиты в пер-
пендикулярной плоскости строится
аналогично тому, как определяются
образующие зоны защиты одиночно-
го молниеотвода (сечение по0—Она
рис. 31-8). Внешняя часть зоны за-
щиты для стержневых молниеотво-
дов определяется так же, как и для
одиночных молниеотводов.
• Для двух молниеотводов высо-
той h>30 м точка h0 определяется
как
h0 = h — где Р=у=- (31-5)
Радиусы зоны защиты в сечениях
О—0 также уменьшаются в р раз.
Построение зоны защиты для
двух молниеотводов, имеющих раз-
ную высоту, показано на рис. 31-9.
Сначала строится зона защиты бо-
лее высокого молниеотвода. Затем
через вершину молниеотвода мень-
шей высоты проводится горизон-
тальная линия до пересечения с зо-
ной защиты одиночного молниеот-
вода 1.
Считая, что вершина некоторого
фиктивного молниеотвода совпадает
с этой точкой пересечения 3, строит-
§ 31-2]
Зены защиты молниеотводов
277
ся зона защиты для мол-
ниеотводов 2 и 3, имеющих
одинаковую высоту h2 и
расположенных на расстоя-
нии а'.
Такие объекты, как от-
крытые распределительные
устройства подстанций, рас-
полагаются на достаточно
большой территории. Их
приходится защищать не-
сколькими молниеотводами.
Рис. 31-9. Зона защиты двух стержневых молние-
отводов разной высоты.
В этом случае внешняя
часть зоны защиты определяется
тем же путем, как и зона защиты
двух молниеотводов. Внутренняя
часть зоны защиты нескольких мол-
ниеотводов не строится. Объект вы-
сотой hx, находящийся внутри тре-
угольника (или прямоугольника),
образуемого молниеотводами, будет
защищен в том случае, если диа-
метр D окружности, проходящей че-
рез вершины молниеотводов (или
диагональ прямоугольника, в углах
которого находятся молниеотводы),
не будет больше'восьмикратной ак-
тивной высоты молниеотводов ha —
= h—hx, т. е. условием защищенно-
сти площади между молниеотвода-
ми на уровне hx является:
Рис. 31-10. Площадь на уровне hx, защи-
щенная тремя молниеотводами (/, 2 и 3)
высотой h.
D^8(h~hx). (31-6)
На рис. 31-10 и 31-11 показаны
зоны защиты на уровне hx для трех
и четырех молниеотводов.
При произвольном расположе-
нии молниеотводов условие защи-
щенности на уровне hx должно быть
проверено в отдельности для каж-
дой тройки ближайших друг к дру-
гу молниеотводов.
Если высота молниеотводов пре-
вышает 30 м, то условием защищен-
ности объекта на уровне hx будет:
Рис 31-11. Площадь на уровне hx, защи-
щенная четырьмя молниеотводами, которые
расположены в вершинах прямоугольника.
D < 8 (h — hx) р.
(31-7)
На рис. 31-12 показана компоновка
открытого распределительного устройства
ПО кв, подлежащего защите от прямых
ударов молнии. На основе прикидочного
расчета выбираются места расположения
молниеотводов на порталах высотой 11 м.
Затем рассчитываются зоны защиты, созда-
ваемые каждой группой из трех или четы-
рех молниеотводов.
Рассматриваем зону защиты молниеот-
водов 1, 3 и 4. Диаметр окружности, про-
ходящей через вершины этих молниеот-
водов,
D=50 м.
Условие полной защищенности площа-
ди треугольника, образованного молниеот-
водами 1, 3 и 4,
D^8ha.
278
Защита от прямых ударов молнии с помощью молниеотводов
[ Гл. 31
Рис. 31-12. Защита подстанции 140
кв стержневыми молниеотводами.
Следовательно, минимальная активная
высота этих молниеотводов должна быть:
50
йа = ~8~ = 6,3 м.
Минимальная активная высота мол-
ниеотводов 1, 2 и 4, необходимая для за-
щиты площади треугольника, образуемого
этими молниеотводами,
60 „г
— g 7,5 м-
Минимальная активная высота молние-
отводов 2, 4 и 5
55
/г а = -g-=6,9 м.
Для защиты площади прямоугольника,
в углах которого расположены молниеот-
воды 3, 4, 6 и 7, необходима активная вы-
сота
51
Ла — g 6,4 м.
Минимальная активная высота молние-
отводов 4, 5, 7 и 8
57
Ла = ~g- = 7,2 м
Таким образом, для всех молниеотво-
дов можно принять одинаковую активную
высоту Ла=7,5 м. Защищаемые объекты
имеют максимальную высоту около 11 м
(шины подстанции), поэтому полная высо-
та молниеотводов должна быть Л=11 +
+ 7,5=18,5 м. Для устройства молниеотво-
дов используются порталы высотой 11 м.
Порталы А и В высотой 8,2 м нахо-
дятся за пределами треугольников 1, 3, 4
и 2, 4, 5, поэтому необходимо проверить,
входят ли они в зоны защиты, образуемые
молниеотводами 1—3 и 2—5.
Радиус зоны защиты молниеотводов
высотой Л=18,5 м на уровне Лх=8,2 м по
(31-2)
гх = 1,5-18,5 1
8,2
0,8-18,5
= 12,4 м.
Максимальная высота зоны защиты по-
средине между молниеотводами /—3 или
2—<5 определяется по (31-4)
43
h0= 18,5 — —^- = 12,3 м.
Размер зоны защиты посредине между
молниеотводами на уровне hx = 8,2 м
по (31-2):
8,2
гх — 1-5-12,3 11 — q 8-12,3 ) — 3 м.
§ 31-2]
Зоны защиты молниеотводов
279
Построение показывает, что пор-
талы А и В полностью входят соот-
ветственно в зоны защиты молние-
отводов 1—3 и 2—5.
в) Зоны защиты
тросовых молниеотводов^
Зона защиты тросового молние-
отвода показана на рис. 31-13. Се-
чение зоны защиты в плоскости,
перпендикулярной тросу, строится
так же. как и для стержневого мол-
ниеотвода, с той лишь разницей, что
ширина зоны на уровне земли для
тросового молниеотвода, подвешен-
ного на высоте h<30 л, равна 1,2Л.
Половина ширины зоны защиты на
уровне /1ж>у h определяется как
^ = 0,6/16-^. (31-8)
2
На уровне hx < -^-h половина ширины
О
зоны защиты составляет:
6«=1.2',(1-га)- <31-9»
Выше отмечалось, что в опытах
на модели при удалении высоко-
вольтного электрода на расстояние
B = 2h все разряды поражают трос.
Очевидно, если использовать в каче-
стве молниеотводов два троса, то
при расстоянии между ними х = 4Л
точка, расположенная на поверхно-
Рис. 31-13. Зона защиты тросового молние-
отвода.
сти земли посредине между троса-
ми. не будет поражаться молнией.
Если расстояние между двумя
тросами s<4 /г, то будет защищена
от поражений точка, расположенная
посредине между тросами на уров-
не
hD = h---(31-10)
Внешняя часть зоны защиты
двух тросовых молниеотводов опре-
деляется так же, как и для одиноч-
ного троса. Внутренняя часть огра-
ничена поверхностью, которая в се-
чении плоскостью, перпендикуляр-
ной тросам, дает дугу окружности.
Эта дуга окружности может быть
построена по трем точкам: одна из
них /?о, а две другие — тросы
(рис. 31-14).
В электрических установках тро-
сы используются в основном для
защиты проводов линий электропе-
редач. Средняя высота подвески
проводов (hx) составляет больше
2/з высоты подвески тросов (h),
обычно hx/h составляет около 0,8.
В связи с этим пользуются не зона-
ми защиты, а так называемыми угла-
ми защиты, т. е. углами между вер-
тикальной линией и линией, соеди-
няющей провод и трос на плоско-
сти, перпендикулярной к оси прово-
да (рис. 31-15).
В отдельно стоящий молниеот-
вод высотой /г = 30 м в районах со
средней интенсивностью грозовой
деятельности прямые удары молнии
происходят весьма редко—1 раз в
15 лет (см. гл. 29). Поэтому, если
зона защиты определена с вероят-
ностью в 0,1%, то при 10 молниеот-
водах на подстанции можно гаран-
280
Защита от прямых ударов молнии с помощью молниеотводов
[ Гл. 31
Рис. 31-15. Угол защиты а и
зона зашиты тросов на линии
электропередачи.
тировать отсутствие поражений за-
щищаемых объектов в течение 1 500
лет. Кроме того, всегда защищае-
мые объекты вписываются в зону
защиты с некоторым запасом, что
очень сильно увеличивает надеж-
ность. Поэтому для стержневых
молниеотводов необходимость уточ-
нения вероятности, с которой опре-
делены зоны защиты, не возникает.
Совершенно иное положение
имеет место при защите тросами
линий электропередач, в силу своей
протяженности очень часто пора-
жаемых разрядами молнии. Напри-
мер, линии 500 кв Волгоград —
Москва и Куйбышев — Москва
длиной порядка 1 000 км поражают-
ся молнией не менее 200 раз в гро-
зовой сезон. Поэтому для линий пе-
редачи вероятность защиты с по-
мощью тросовых молниеотводов
приобретает основное значение.
В силу отмеченного выше при-
ближенного характера моделирова-
ния молнии в лаборатории опреде-
лить эти вероятности эксперимен-
тально не представляется возмож-
ным, и единственным способом яв-
ляется обобщение опыта эксплуата-
ции действующих линий, имеющих
различную высоту опор и различные
защитные углы тросов. Опыт экс-
плуатации пбказал, что соответст-
вующий рис. 31-13 угол защиты
а=31° (tga = 0,6) обеспечивает при-
емлемую надежность защиты, одна-
ко в практике эксплуатации стре-
мятся применять углы порядка
а = 20—25о.
31-3. ДОПУСТИМЫЕ РАССТОЯНИЯ
МЕЖДУ МОЛНИЕОТВОДОМ
И ЗАЩИЩАЕМЫМ ОБЪЕКТОМ
Защищаемый объект должен
полностью входить в зону защиты
молниеотводов. Вместе с тем он
должен располагаться на опреде-
ленном расстоянии от молниеотво-
дов. Если это расстояние слишком
мало, то при ударах молнии могут
происходить перекрытия с частей
молниеотвода на защищаемый
объект.
Грозозащитное устройство, вклю-
чающее в себя молниеприемники,
ток’опроводы и заземлитель, обла-
дает электрическим сопротивлением:
активным и индуктивным. Наиболее
существенную часть активного со-
противления представляет собой со-
противление заземлителя. Токоот-
водящие спуски в электрическом от-
ношении представляют собой индук-
тивность, величина которой зависит
прежде всего от длины токопровода.
Ток молнии, проходя по молние-
отводу, создает падение напряжения
на сопротивлении заземлителя и на
индуктивности токоотвода.
При косоугольной форме фронта
тока молнии максимальный потен-
циал в точке молниеотвода, распо-
ложенной на расстоянии I от зазем-
лителя (рис. 31-16), будет равен:
С7г = /м/?и + £^ ,
\ /ср
где /м— амплитуда тока молнии;
— сопротивление заземлителя
при стекании с него тока
молнии (см. гл. 32);
L — индуктивность участка то-
коотвода длиной I от за-
землителя до рассматривае-
мой точки;
। dF) —средняя крутизна фронта
к /ср тока молнии.
Для расчета потенциала молние-
отвода принимаются /м=150 ка
§ 31-4]
Особенности конструктивного выполнения молниеотводов
281
(вероятность 0,3°/0) и ( ) =
\ /ср '
= 30 ка[ мксек. Для металлических
молниеотводов решетчатой конструк-
ции, а также для отдельно проло-
женных токоотводящих спусков
удельная индуктивность составляет
приблизительно Ао = 1,7 мкгн)м. Та-
ким образом, для расчетных условий
имеем:
/д=150яи4-50/’, кв. (31-н)
Амплитуда напряжения на молние-
отводах оказывается весьма высокой,
например, при А?и= 10 ом и на рас-
стоянии I = 10 м от заземлителя по-
лучаем:
//,=2000 кв.
Потенциал заземлителя молниеотвода
при этом
Us = ImRr = 1 500 кв.
Очевидно, чтобы не было пере-
крытия на защищаемый объект,
прочность изоляции между объек-
том и молниеотводом должна быть
выше величины напряжения на мол-
ниеотводе.
Если объект представляет собой
провод, подвешенный на гирлянде
изоляторов, которая другим своим
концом укреплена на мачте с мол-
ниеотводом, то необходимо выпол-
нить условие
/7Р> 150/?и4-50/, (31-12)
где (/р — импульсное разрядное на-
пряжение гирлянды изо-
Рис. 31-16. К определению до-
пустимого расстояния между
молниеотводом и защищаемым
объектом.
В том случае, когда объект и
молниеотвод разделены воздушным
промежутком длиной s, то необхо-
димо выполнение условия
s
U,
£доп
При допустимой средней напряжен-
ности электрического поля в воз-
душном промежутке £доп=500 кв/м
получаем:
s^0,3/?„ 4-0,1/, м. (31-13)
Если необходимо предотвратить
перекрытия с заземлителя молние-
отвода на объект, расположенный
в земле, то необходимо, чтобы рас-
стояние между ними в земле было:
(31-14)
£доп
Допустимая средняя напряженность
электрического поля в земле состав-
ляет £Доп~300 кв)м. При расчетном
токе молнии /м=150 ка получаем
условие
s32s0,5/?h, м. (31-15)
31-4. ОСОБЕННОСТИ
КОНСТРУКТИВНОГО ВЫПОЛНЕНИЯ
МОЛНИЕОТВОДОВ
В качестве несущих устройств
для крепления токоведущих частей
молниеотводов должны там, где это
возможно, использоваться конст-
рукции самих защищаемых объек-
тов. Например, в открытых распре-
делительных устройствах напряже-
нием 110 кв и выше молниеприемни-
ки могут устанавливаться на метал-
лических порталах, предназначен-
ных для подвески ошиновки, а сами
порталы могут использоваться в ка-
честве токоотводов, соединяющих
молниеприемники с заземлителем.
Отдельно стоящие молниеотводы
также могут выполняться металли-
ческими: из стальных труб, если вы-
сота молниеотвода не превосходит
20 м, или в виде решетчатых конст-
рукций при высоте более 20 м. Од-
нако более дешевыми являются
молниеотводы, выполненные на же-
лезобетонных или на деревянных
стойках (при высоте до 20 м). Me-
282
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
таллическая арматура железобетон-
ных стоек используется в качест-
ве токоотвода, по деревянным стой-
кам прокладывается специальный
токоотводящий спуск к заземлите-
лю. Молниеотводы рекомендуется
выполнять в виде свободно стоящих
конструкций без растяжек.
Определим необходимое сечение
токоведущих частей молниеотвода—
молниеприемника и токоотвода. При
расчете нагрева этих частей прене-
брежем отводом тепла в окружаю-
щую среду. Тогда энергию, выде-
ляемую при прохождении тока мол-
нии в проводнике с сопротивлением
г на единицу длины, можно вычис-
лить как
W — r J i\dt.
о
Поскольку фронт волны тока мол-
нии мало влияет на нагрев провод-
ника, примем:
iM = Iwe~t,T = /e '• ,
так как тв^ 0,77'.
Таким образом, получаем:
ОО
W = r J(/Me ’в )2<Й =
о
Температура перегрева проводника
определяется следующей формулой:
W _
gSC 1,4gCS2 ’
(31-16)
где g— плотность материала провод-
ника;
С — его средняя удельная тепло-
емкость;
S — сечение проводника;
р — удельное сопротивление ма-
териала.
Примем амплитуду тока молнии
/м= 150 к.а, а длину волны, учиты-
вая дополнительный нагрев повтор-
ными разрядами, будем считать
равной тв=100 мксек. Это весьма
суровые условия, соответствующие
переносу за один многократный
удар молнии количества электриче-
ства
ОО
Q = pMd/ = ^s20 к,
о
что бывает очень редко.
Для широко применяемых сталь-
ных проводников £=7,8 г)смг, С=
= 0,11 кал • г • град. Среднее удель-
ное сопротивление стали в диапазо-
не температур 0—400° С может быть
принято равным p=3-10-s ом • см.
Для этих данных получаем темпе-
ратуру перегрева
sz
Стальной проводник сечением
s = 25 мм2 будет перегреваться то-
ком молнии всего на 215°С. Такой
перегрев вполне допустим даже в
том случае, когда токоотвод проло-
жен по дереву. Однако в целях по-
вышения механической прочности и
увеличения срока службы рекомен-
дуется применять стальные провод-
ники сечением 50 льм2 (круглая
сталь диаметром 8 мм).
Для предохранения от коррозии
токоотводы должны быть покраше-
ны или оцинкованы. Применение
многопроволочного стального тро-
са по условиям коррозии не реко-
мендуется.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ВТОРАЯ
ЗАЗЕМЛЕНИЯ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ УСТАНОВКАХ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
32-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Назначением заземления являет-
ся сохранение низкого потенциала
на каком-либо объекте. Роль за-
земления молниеотвода при осуще-
ствлении защиты от прямых ударов
молнии и заземления других объ-
ектов (опоры линий электропереда-
чи, разрядники и др.) в схемах: гро-
зозащиты очень велика. Все эти за-
§ 32-1]
Общие сведения
283
земления предназначены для без-
опасного отвода в землю токов мол-
нии и называются грозозащитными.
В установках высокого напряжения
применяются также рабочие зазем-
ления и заземления безопасности
(защитные). Хотя эти два вида за-
землений не имеют прямого отноше-
ния к теме учебника, мы их кратко
рассмотрим, так как иногда одно и
то же заземляющее устройство мо-
жет выполнять несколько функций
одновременно.
Назначением рабочего заземле-
ния является обеспечение нормаль-
ной работы установки или ее эле-
ментов в выбранном для них режи-
ме. К рабочему заземлению отно-
сится заземление нейтралей силовых
трансформаторов (в системах с за-
земленной нейтралью), измеритель-
ных трансформаторов напряжения,
заземление реакторов поперечной
компенсации в дальних линиях пе-
редач и др.
Защитное заземление выполняет-
ся с целью обезопасить обслужи-
вание электрических установок пу-
тем заземления металлических ча-
стей установки, которые могут ока-
заться под напряжением при корот-
ких замыканиях (корпусы машин,
баки трансформаторов и т. д.).
Для осуществления любого вида
заземления требуется заземляющее
устройство, состоящее из заземли-
теля, располагаемого в земле, и за-
земляющего проводника, который
соединяет заземляемый элемент
установки с заземлителем. Потен-
циал заземляемого объекта опреде-
ляется суммой падений напряжения
на заземляющем проводнике и на
заземлителе. При промышленной
частоте первая составляющая по-
тенциала объекта пренебрежимо
мала, при импульсах она может
иметь существенное значение, но ее
предпочитают учитывать отдельно.
Поэтому в дальнейшем мы будем
интересоваться только падением на-
пряжения на заземлителях.
Заземлитель принято характери-
зовать величиной его сопротивле-
ния, которое определяется как от-
Рпс. 32-1. Схема замещения заземлителя
в грунте с удельным сопротивлением
р<5- 103 ом • м.
ношение падения напряжения на
заземлителе к проходящему через
него току. Сопротивление заземли-
теля определяется его геометриче-
скими размерами и характеристика-
ми земли, в которой он находится.
Большое влияние на величину со-
противления заземлителя могут
оказывать величина стекающего
с него тока и скорость его измене-
ния во времени.
В качестве электродов заземли-
теля используются как вертикаль-
ные стержни, так и горизонтальные
полосы, которые могут иметь боль-
шую длину (десятки метров). Для
длинных электродов начинает ска-
зываться их индуктивность, влияние
которой можно проанализировать
с помощью схемы замещения, в об-
щем случае состоящей из индуктив-
ности электродов L и их активного
сопротивления г, а также проводи-
мости g и емкости С. Активное со-
противление электродов во всех
случаях на 1—2 порядка меньше со-
противления заземления, поэтому
не играет существенной роли. Что
касается емкости С, под которой
следует понимать емкость элек-
тродов относительно уровня нуле-
вого потенциала, то ее влияние воз-
растает с увеличением удельного со-
противления грунта. Вместе с тем
для грунтов с удельным сопротив-
лением р<5-103 ом • м емкостные
токи даже при импульсах пренебре-
жимо малы по сравнению с токами
проводимости. Поэтому в большин-
стве случаев схема замещения за-
землителя (рис. 32-1) состоит из ин-
дуктивности на единицу длины L
и проводимости на единицу дли-
ны g, которая связана с сопротив-
284
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
лением заземления простым соотно-
шением
1
£ — Rl
В первые моменты времени по-
сле подключения к заземлителю
источника тока индуктивность пре-
пятствует проникновению тока к
удаленным участкам заземлителя,
которые, таким образом, слабо уча-
ствуют в отводе тока в землю. По-
степенно распределение напряжения
вдоль заземлителя выравнивается и
сопротивление заземления умень-
шается, стремясь к своей предель-
ной величине R.
Длительность переходного про-
цесса в заземлителе зависит от по-
стоянной времени
T = Lgl\ (32-1)
пропорциональной индуктивности
всего заземлителя Ы и его проводи-
I
МОСТИ ~R=gl-
В заземлителях грозозащиты
основной интерес имеет значение со-
противления заземлителя в момент
максимума тока молнии, т. е. при
времени /=Тф. Если Тф > Т, то к ин-
тересующему нас моменту времени
переходный процесс в заземлителе
полностью закончится, и заземли-
тель будет обладать сопротивлением
заземления стационарного режи-
ма R. Заземлители, удовлетворяю-
щие этому условию, называются со-
средоточенными. Если, напротив, Тф
соизмеримо с Т, то в момент макси-
мума тока сопротивление z>R. Та-
кие заземлители называются про-
тяженными. Таким образом, сосредо-
точенными принято называть зазем-
лители, индуктивность которых не
играет существенной роли, в то вре-
мя как в протяженных заземлителях
она приводит к увеличению сопро-
тивления заземления. При промыш-
ленной частоте в указанном смысле
все заземлители являются сосредо-
точенными.
Влияние амплитуды стекающего
с заземлителя тока связано с тем,
что при увеличении этого тока
возрастает потенциал заземлителя
U=IR
и напряженность поля в грунте
Е = ip,
где i — плотность тока.
Когда напряженность поля до-
стигает определенной величины,
в грунте начинают происходить
сложные физико-химические про-
цессы, в результате которых удель-
ное сопротивление грунта умень-
шается. При дальнейшем возраста-
нии тока напряженности поля до-
стигают критической величины, при
которой возникает электрический
пробой грунта, развивающийся в ви-
де разветвленных проводящих ка-
налов. Эти каналы шунтируют уча-
стки земли, прилегающие к электро-
ду, размеры которого как бы уве-
личиваются (рис. 32-2). В резуль-
тате этого сопротивление заземли-
теля уменьшается тем сильнее, чем
больше размер искровой зоны, т. е.
чем больше стекающий с заземли-
теля ток. Эти процессы начинают
играть существенную роль при
очень больших токах, которые мо-
гут протекать главным образом при
разрядах молнии.
В соответствии с изложенным
выше принято различать стацио-
нарное сопротивление заземления,
характерное для рабочих и защит-
ных заземлений, когда индуктив-
ность электродов заземлителя и про-
цессы искрообразования в грунте не
имеют существенного значения, и
импульсное сопротивление заземле-
Рис. 32-2. Искровая зона во-
круг заземлителя при стекании
с него большого тока.
§ 32-2]
Допустимая величина сопротивления заземления
285
ния, характерное для заземлителей
грозозашиты, величина которого
определяется как импульсным ха-
рактером тока, так и процессами
искрообразования в грунте.
Отношение импульсного сопро-
тивления заземления к стационар-
ному
называется импульсным коэффици-
ентом. У сосредоточенных заземли-
телей, для которых основное значе-
ние имеют пробои грунта под дей-
ствием большого тока молнии аи<1-
У протяженных заземлителей а„
может быть как больше, так и
меньше единицы.
Рис. 32-3. К определению напряжения при-
косновения и шага.
32-2. ДОПУСТИМАЯ ВЕЛИЧИНА
СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАЗЕМЛЕНИЯ
Чем меньше сопротивление за-
землителя, тем лучше выполняют
свои функции все перечисленные
выше виды заземлений. Однако при
уменьшении сопротивления зазем-
лителя его стоимость сильно возра-
стает, поэтому приходится устанав-
ливать допустимые величины сопро-
тивлений заземлителей. Для рабо-
чих заземлений допустимая величи-
на сопротивления заземлителя опре-
деляется требованиями режимов
работы каждой конкретной установ-
ки и здесь рассматриваться не бу-
дет. Допустимые величины сопро-
тивлений заземлителей грозозащи-
ты обычно лежат в пределах 5—
30 ом.
Допустим, что на территории
подстанции расположен трансфор-
матор, бак которого присоединен к
заземлителю полушаровой формы
(рис. 32-3), и на этом трансформа-
торе произошло перекрытие одного
из проходных изоляторов. Через
место повреждения будет проходить
ток замыкания на землю /, который
создаст в заземлителе падение на-
пряжения U=IR, где R — его со-
противление. Для полушарового за-
землителя величину R нетрудно
найти, так как конфигурация элек-
трического поля в земле весьма
проста (рис. 32-3).
Сопротивление элементарного
слоя земли между эквипотенциаль-
ными поверхностями (сферами)
с радиусами г и r+dr
р 2№»
следовательно, стационарное сопро-
тивление заземления полушарового
электрода радиусом г0
СО
Го
(32-2)
При стекании с заземлителя то-
ка I повышенный потенциал будет
иметь не только электрод заземли-
теля, но и близлежащие участки
поверхности земли. Потенциал точ-
ки поверхности земли, расположен-
ной на расстоянии г от центра за-
землителя, равен:
С/,
dR=^--
(32-3)
Кривая распределения потен-
циала вдоль поверхности земли так-
же приведена на рис. 32-3.
В момент аварии человек может
находиться в зоне повышенного по-
286
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
тенциала. Если он при этом касает-
ся бака трансформатора, то к нему
оказывается приложенным напря-
жение, равное разности потенциа-
лов бака и земли в месте располо-
жения ног человека, так называе-
мое напряжение прикосновения Uaf.
Человек, идущий к трансформатору,
оказывается под шаговым напряже-
нием (7ш<^пр, которое зависит от
длины шага (в среднем 80 см) и
расстояния от человека до зазем-
лителя (рис. 32-3).
Для обеспечения полной безопас-
ности обслуживающего персонала
заземляющее устройство подстан-
ций следовало бы проектировать та-
ким образом, чтобы напряжения
прикосновения й шага в любых
условиях не превосходили допусти-
мых величин. В настоящее время
отсутствуют данные для определе-
ния допустимых с точки зрения
безопасности напряжений, воздей-
ствующих на человека, так как эти
напряжения зависят от очень боль-
шого количества факторов. Среди
этих факторов важную роль играет
и длительность воздействия напря-
жения, при уменьшении которой
выдерживаемое человеком напряже-
ние возрастает. Последнее обстоя-
тельство позволило предъявлять бо-
лее легкие требования к защитным
заземлениям в установках с боль-
шими токами замыкания на землю
(/>500 а), в которых длительность
замыкания невелика и определяется
временем действия релейных за-
щит. При малой длительности за-
мыкания на землю резко сокра-
щается и вероятность попадания че-
ловека в зону повышенных потен-
циалов во время аварии.
Согласно действующим в Совет-
ском Союзе «Правилам устройства
электроустановок»:
1) в установках с глухозазем-
ленной нейтралью заземляющее
устройство должно иметь сопротив-
ление
Я <0,5 ом\ (32-4)
2) в установках с незаземлен-
ной нейтралью заземляющее устрой-
ство должно иметь сопротивление
/?<^ож, (32-5)
если оно используется только для
установок высокого напряжения, и
R<~ ом, (32-6)
если оно используется также и для
установок низкого напряжения, но
не более 10 ом.
В установках без компенсирую-
щих аппаратов расчетным током /
является емкостный ток замыкания
на землю всей электрически связан-
ной воздушной и кабельной сети:
/ = 3/7фСоС,
где С — емкость одной фазы уста-
новки на землю.
В установках с компенсацией
емкостных токов расчетным током /
является остаточный или неском-
пенсированный ток замыкания на
землю, который может иметь место
в данной сети при отключении наи-
более мощного из компенсирующих
аппаратов, но не менее 30 а.
Расчетный ток заземляющих
устройств, к которым присоединены
компенсирующие аппараты, равен
125% номинального тока этих аппа-
ратов.
Во всех этих случаях предпола-
гается, что, помимо уменьшения со-
противления заземления подстан-
ции до указанных выше пределов,
принимаются все меры для вырав-
нивания распределения потенциа-
лов вдоль поверхности земли на
территории подстанции.
32-3. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРУНТА
а) Электропроводность грунта
Земля, в которой происходит
растекание тока с заземлителя,
является средой весьма сложной и
неоднородной как по составу, так и
по структуре. Основными составны-
ми частями земли являются твер-
дые частицы неорганического или
органического происхождения и во-
§ 32-3]
Основные электрические характеристики грунта
287
да. Электропроводность твердой
основы грунта в сухом состоянии
ничтожна, химически чистая вода
также обладает весьма высоким
удельным сопротивлением. Однако
содержащиеся в грунте различные
соли и кислоты при наличии вла-
ги создают электролиты, которые
и определяют электропроводность
грунта. Таким образом, удельное
сопротивление грунта сильно зави-
сит от его химического состава и
влажности.
Влажность грунта зависит не
только от количества осадков и
близости грунтовых вод, но и от
структуры грунта. Чем меньше раз-
мер частиц грунта, тем большее ко-
личество воды удерживается грун-
том, т. е. больше его влагоемкость.
Наиболее часто встречающиеся
грунты — песчаный, глинистый и
перегнойный — сильно отличаются
друг от друга по составу и структу-
ре. Песок и глина являются продук-
том выветривания горных пород,
перегнойный же грунт в основном
органического происхождения.
Песок состоит из полупрозрач-
ных зерен кварца диаметром
0,2—2 мм, имеет пористую структу-
ру, беден электролитами и обладает
весьма слабой способностью удер-
живать влагу. Глина имеет кол-
лоидное строение с плотным накоп-
лением частиц размером в тысяч-
ные доли миллиметра, значительно
богаче электролитами и обладает
гораздо большей влагоемкостью,
чем песок. Перегнойный грунт так-
же имеет коллоидное строение,
большую влагоемкость и очень бо-
гат электролитами. В отличие от
глины перегной имеет рыхлую
структуру.
При увлажнении очень сухого
песка его сопротивление сначала
резко уменьшается, а затем по ме-
ре заполнения пор грунта водой
приближается к сопротивлению во-
ды. Увлажнение глины и перегноя
приводит к образованию электроли-
тов, поэтому сопротивление этих
грунтов может быть меньше удель-
ного сопротивления увлажняющей
их воды. Благодаря тому, что гли-
нистый и перегнойный грунт явля-
ются более влагоемкими, чем песок,
при одинаковых атмосферных усло-
виях их удельное сопротивление
всегда значительно ниже.
Примерные значения удельного
сопротивления некоторых грунтов
в естественных условиях приводят-
ся в табл. 32-1.
Таблица 32-1
Грунт Удельное сопро- тивление, ОМ’М
Песок 400 и более
Супесок 300
Суглинок 100
Глина 60
Чернозем 50
Торф 20
Речная вода 10—50
В течение года в связи с изме-
нением атмосферных условий ме-
няются температура земли, содер-
жание и физическое состояние вла-
ги в земле, насыщенность ее раз-
личных слоев. Поэтому удельное со-
противление земли колеблется в ши-
роких пределах. Зимой и к концу
сухого лета удельное сопротивление
земли увеличивается.
Проектирование заземляющих
устройств основывается на резуль-
татах непосредственного измерения
удельного сопротивления грунта,
которое обычно производится в теп-
лое время года.
Так как при проектировании за-
землителей для надежности необхо-
димо ориентироваться на наиболь-
шее возможное значение р, в ка-
честве расчетной величины прини-
мается измеренное значение р,
умноженное на коэффициент сезон-
ности К, который берется из
табл. 32-2.
Как видно из таблицы, для ра-
бочих и защитных заземлений при-
нимаются большие коэффициенты
сезонности, так как они работают
круглый год и приходится считать-
ся с сильным увеличением р в зим-
ний период за счет промерзания
грунта.
288
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
Таблица 32-2
Вид заземления Тип заземлителя Глубина, укладкн, м Сезонный коэффи- циент К
Рабочее и защитное зазем- ление Горизонтальный 0,5 4,5—6,5
0,8 1,6—3
Вертикальный 0,8 1,4—2
Заземление грозозащиты Г оризонта льный Вертикальный 0,5 1,4—1,8
0,8 1,2—1 ,4
Величина измеренного удельного
сопротивления грунта множится на
верхнее, значение коэффициента К,
если измерение проводилось при
влажном грунте после выпадения
большого количества осадков.
б) Импульсные
характеристики грунта
Для расчета импульсного сопро-
тивления заземлителей грозозащи-
ты необходимо знать не только
удельное сопротивление грунта, но
также и его импульсные характери-
стики, т. е. зависимость его удель-
ного сопротивления от напряжен-
ности электрического поля и вели-
чину пробивной напряженности
грунта.
По исследованиям в однородном
поле все грунты уменьшают свое
удельное сопротивление при увели-
чении напряженности поля до про-
бивной и тем значительнее, чем
больше длительность приложения
импульса.
Кривые относительного снижения
удельного сопротивления грунта и
увлажняющей его воды от напряжен-
ности поля ри/р = f (Е) для момента
максимума волны приводятся на
рис. 32-4.
Из кривых видно, что характер
зависимостей ри/р=/(Е) определяется
как родом грунта, так и его влаж-
ностью, т. е. величиной удельного
сопротивления.
сти поля для различных грунтов при вре-
мени фронта Тф 2 — 3 мксек.
1—водопроводная вода р = 70 ом-м; 2—песок р —
= 450 ом-м; песок р = 3 000 ом-м; 4—глнна р =
= 70 ом-аг, 5—глнна р = 3 000 oju-jw; 6—перегной
р = 100 ом-м; 7 — перегной р = 3 000 ом-м.
Рис. 32-5. Пробивные напряженности грун-
тов при предразрядном времени 3- -5 мксек,
а — песок; б — желтая глина: в — растительный
перегной; г — красная глнна. Цифры около кри-
вых означают предразрядное время, мксек.
§ 32-4]
Стационарные сопротивления простейших заземлителей
289
Пробивные напряженности раз-
личных образцов грунта при пробое
на фронте волны с различным пред-
разрядным временем т приводятся
на рис. 32-5. Как видно из кривых,
уменьшение удельного сопротивле-
ния грунта ведет к резкому воз-
растанию его пробивной напряжен-
ности и связано со значительным
увлажнением водой, имеющей боль-
шую импульсную электрическую
прочность, чем сухой грунт. В сухих
грунтах пробой происходит в порах
земли, т. е. в воздушных включе-
ниях, вследствие чего разница в фи-
зико-химической природе грунтов
сказывается мало и разрядные на-
пряженности сухих грунтов прибли-
зительно одинаковы.
32-4. СТАЦИОНАРНЫЕ
СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРОСТЕЙШИХ
ЗАЗЕМЛИТЕЛЕЙ
В качестве электродов заземли-
телей обычно используются верти-
кальные стержни длиной 2—3 м
(стальные трубы диаметром 2—6 см,
угловое железо) или горизонталь-
ные полосы (тросы), уложенные на
небольшой глубине порядка 0,5—
0,8 м.
Сопротивление заземления вер-
тикального электрода при h< 1 м
(рис. 32-6,а) определяется по фор-
муле
' f32-7)
Например, для грунта с удельным со-
противлением р=100 ом-м при /=300см
и d=6 см, R=28 ом.
Горизонтальные полосовые за-
землители круглого или прямоуголь-
ного сечения в виде лучей или ко-
лец используются как самостоя-
тельные заземлители (рис. 32-6,6
и в), а чаще как связующие элемен-
ты сложного заземлителя из труб.
Сопротивление заземления гори-
зонтального лучевого или кольцево-
го заземлителя определяется по
формулам табл. 32-3.
Для горизонтальных заземлите-
лей применяется полосовая сталь
шириной 20—40 мм и толщиной не
б)
Рис. 32-6. Заземлители.
с — трубчатый; б — полосовой: е — кольцевой.
менее 4 мм, круглая сталь диамет-
ром 10—20 мм или негодный к под-
веске на опорах трос.
При одинаковой длине электро-
да сопротивление заземлителя в ви-
де луча несколько меньше сопро-
тивления кольцевого заземлителя,
но эта разница невелика.
Например, при I = 20 м, d = 1 см, h —
= 0,5 м и р = 100 ом-м сопротивление лу-
чевого заземлителя
п 100 2 0002
"л = 2л-201п 50-1 ~8,97 ом-
а сопротивление заземлителя в виде кольца
D —----=6,37 м
7Г
100 , 4л-6372
2л2-6,37 1п 50-1 —9,17 см'
т. е. всего на 2,4% больше.
Для выполнения заземляющего устрой-
ства с допустимой величиной сопротивле-
ния заземления обычно требуется заклад-
ка многих электродов, соединенных между
собой параллельно.
Так, например, для защитного зазем-
ления подстанции ПО или 220 кв даже
в хорошем грунте (р = 100 ом • м) требуется
заложить около 100 трубчатых элек-
тродов, соединенных между собой горизон-
тальными полосовыми заземлителями. В га-
ком сложном заземлителе ток, отводимый
в землю, будет растекаться через все па-
раллельно соединенные между собой элек-
троды как вертикальные трубчатые, так и
горизонтальные полосовые.
19—314
290
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[Гл. 32
Таблица 32-3
Стационарное сопротивление горизонтальных заземлителей
Типы заземлителя Глубина укладки Сечение электрода
круглое (диаметр d) прямоугольное (ширина Ь)
Горизонтальный лучевой длиною 1 h р 1г R ~ 2nlln hd п р 212 R~ 2л/1п hb
h = 0 п Р 2Z /? = ^Г,П ~d 71 / и
Горизонтальный кольце- вой диаметром D h о р 1 4д£>2 К ~ 2л2£> ln hd р 8я£>2 R ~ ,П hb
В случае одинакового сопротив-
ления R каждого из п электродов и
отсутствия взаимного влияния
отдельных заземлителей мы получи-
ли бы общее сопротивление зазем-
ления системы
R
_ R
п~ п
В действительности из-за взаим-
ного влияния электродов друг на
друга сопротивление заземления си-
стемы будет больше, чем опреде-
ленное по этой формуле. Для по-
яснения этого рассмотрим простей-
шую систему из двух электродов
(рис. 32-7). Если бы эти заземли-
тели находились на бесконечно
большом расстоянии друг от друга,
то взаимного влияния их полей не
было бы и ток от каждого из них
расходился бы в земле равномерно
во все стороны.
Рис. 32-7. Электрическое поле
двух полушаровых электродов,
расположенных иа конечном
расстоянии друг от друга.
При расположении электродов
на конечном расстоянии друг от
друга ток от заземлителя I уже не
проходит в часть пространства
справа от вертикальной плоскости
симметрии АБ, которая является как
бы экраном, не пропускающим этот
ток. Аналогично ведет себя ток от
заземлителя //. В результате эф-
фекта взаимного экранирования
электродов уменьшается сечение
грунта, через который растекается
ток с каждого из заземлителей, со-
противление каждого электрода уве-
личивается и сопротивление системы
из п электродов будет равно:
(32-8)
n R
где Rn =------сопротивление п па-
раллельных электро-
дов при бесконечном
расстоянии их друг
от друга;
iq < 1 — коэффициент экрани-
рования или коэффи-
циент использования
заземлителей в си-
стеме, учитывающий
возрастание сопротив-
ления заземлителей
при конечном расстоя-
нии их друг от друга.
Для изображенного на рис. 32-7
случая двух полушаровых электро-
дов найти коэффициент использова-
ния нетрудно. В силу симметрии
ток, отводимый каждым электро-
§ 32-5]
Рабочие и защитные заземления станций и подстанций
291
дом, будет равен Z/2, а общий по-
тенциал параллельно соединенных
электродов
= Ц =
Потенциал каждого из электро-
дов в системе определяется потен-
циалом заземлителя от стекающего
с него тока //2 и потенциалом, на-
кладывающимся от поля другого
электрода, находящегося на рас-
стоянии а:
[/ = — -f-_|_L JL
2 2яг„ ' 2 2яа"
Отсюда сопротивление растекания
системы из двух полушаровых элек-
тродов
и коэффициент использования зазем-
лителя
R
п
= ------=
'Чист
р
2X2r.ro
Из (32-10) видно, что коэффи-
циент использования уменьшается
с уменьшением расстояния между
электродами и увеличением их раз-
мера.
В более сложных случаях коэф-
фициенты использования не могут
быть найдены такими простыми
средствами и обычно определяются
из таблиц и кривых, полученных
расчетным или экспериментальным
путем.
32-5. РАБОЧИЕ И ЗАЩИТНЫЕ
ЗАЗЕМЛЕНИЯ СТАНЦИЙ
И ПОДСТАНЦИЙ
На электрических станциях и
подстанциях рабочие и защитные
заземления всех напряжений как
высоких, так и низких объединяют-
ся между собой, т. е. для их выпол-
нения используется общее зазем-
ляющее устройство.
При раздельных заземляющих
устройствах прохождение тока за-
мыкания на землю в одном из за-
земляющих устройств исключало
бы возможность повышения потен-
циала на других заземляющих
устройствах, что безусловно являет-
ся преимуществом. Однако надежно
разделить заземляющие устройства,
используемые для рабочих и защит-
ных заземлений различных на-
пряжений, чрезвычайно затрудни-
тельно.
Общее заземляющее устройство
должно удовлетворять требованиям
той установки, для которой величи-
на сопротивления заземления долж-
на быть наименьшей. Обычно такой
установкой является установка
с большими токами замыкания на
землю, т. е. система 110, 220 или
500 кв с заземленной нейтралью,
сопротивление защитного заземле-
ния которой не должно превышать
0,5 ом.
При выполнении заземляющего
устройства должны быть по воз-
можности использованы естествен-
ные заземлители, например проло-
женные в земле водопроводные тру-
бы и другие металлические трубо-
проводы, свинцовые оболочки кабе-
лей, металлические конструкции
зданий и сооружений, имеющие со-
единения с землей, и т. д.
При расчете заземляющих
устройств сопротивление растека-
ния естественных заземлителей
определяется путем непосредствен-
ного измерения или на основании
данных, имеющихся в литературе
для аналогичных условий.
Если сопротивление естествен-
ных заземлителей удовлетворяет
требованиям установки с малыми
токами замыкания на землю, то
другие заземлители не требуются.
Для установок с большими токами
замыкания на землю устройство
искусственного заземлителя являет-
ся обязательным и его сопротивле-
ние не должно быть более 1 ом.
Размещение электродов искус-
ственного заземлителя (труб, по-
лос) на площади электроустановки
19*
292
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
следует производить таким обра-
зом, чтобы при прохождении тока
через заземляющее устройство бы-
ло получено по возможности рав-
номерное распределение потенциа-
лов по поверхности земли. Дости-
гаемое этим снижение напряжений
прикосновения и шага особенно
важно для установок с большими
токами замыкания на землю. Для
этой цели устраивается так назы-
ваемое контурное заземление, при
котором заземляющие электроды
располагаются по контурам вокруг
заземляемых элементов, повышая
тем самым потенциалы поверхности
земли внутри этих контуров. Бла-
годаря этому разность потенциалов
между заземляемым объектом и
местом возможного расположения
человека при его соприкосновении
с объектом уменьшается.
Если размещение большого чис-
ла трубчатых электродов по конту-
ру подстанции не обеспечивает их
достаточного использования при ма-
лых расстояниях между ними, то
часть электродов может быть рас-
положена внутри контура и объеди-
нена заземляющими шинами, к ко-
торым присоединяются заземляе-
мые объекты.
В здании закрытого распредели-
тельного устройства заземляющие
шины прокладываются по стенам и
присоединяются к основному кон-
туру подстанции.
Сечения заземляющих проводни-
ков и шин должны быть проверены
по нагреву при прохождении тока
замыкания на землю. Для устано-
вок с большими токами замыкания
на землю температура заземляю-
щей проводки не должна превы-
шать 400°С при кратковременном
нагреве за время действия релей-
ной защиты. Расчетным током для
таких установок является устано-
вившееся значение наибольшего то-
ка однофазного короткого замыка-
ния, проходящего через заземляю-
щее устройство.
Для установок с малыми токами
замыкания на землю длительное
повышение температуры заземляю-
щей проводки не должно превы-
шать 150° С для наземной и 100° С
для подземной прокладки при рас-
четном токе установки.
Все соединения в цепи зазем-
ляющего устройства должны быть
осуществлены по возможности свар-
кой или надежными болтовыми со-
единениями.
32-6. ИМПУЛЬСНОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ
СОСРЕДОТОЧЕННЫХ ЗАЗЕМЛИТЕЛЕЙ
Во время прохождения импульс-
ной волны тока сопротивление со-
средоточенного заземлителя непо-
стоянно, так как меняются ток,
а следовательно, и величина искро-
вой зоны (рис. 32-8). Вначале со-
противление сосредоточенного за-
землителя близко к стационарному
сопротивлению R, а затем снижает-
ся до минимального значения, до-
стигаемого после амплитуды тока,
после чего снова возрастает. В ре-
зультате максимальное значение
напряжения на заземлителе насту-
пает несколько раньше амплитуды
тока.
Расчет импульсного сопротивле-
ния сосредоточенного заземлителя
строится на основе приближенного
представления о равномерном раз-
витии идеально проводящей искро-
вой зоны, ограничиваемой поверх-
ностью с напряженностью
Дпр-
Рис. 32-8. Осциллограммы тока, напряже-
ния и зависимость /<?и от времени для со-
средоточенного заземлителя.
§ 32-6]
Импульсное сопротивление сосредоточенных заземлителей
293
Рис. 32-9. Спрямление зависимости
T=hE}-
Сопротивление заземлителя рас-
считывается как сопротивление
электрода с фиктивными размера-
ми, определяемыми искровой зоной,
в грунте с нелинейной характери-
стикой
Ри = Р? (£).
Для упрощения расчетов импульс-
Ри
ные характеристики грунта -у=
= f(E) спрямляются между значе-
ниями, соответствующими напряжен-
ностям Е — 0 и Е = ЕПр (рис. 32-9),
и выражаются уравнением
— = l—kE.
Р
Значение постоянной k (при Хф =
= 2— 4 мксек) для обычных песча-
ных, глинистых и перегнойных грун-
тов находится в пределах 0,01—0,05.
Рассмотрим для примера расчет
импульсного сопротивления зазем-
ления полушарового электро-
да радиусом г0, расположенного
у поверхности земли в грунте с удель-
ным сопротивлением р (рис. 32-10)
при амплитуде импульсного тока I
с длиной фронта Хф.
Границей искровой зоны в соот-
ветствии с принятым предположе-
нием будет полушаровая поверхность
радиуса Гф, на которой
Е = = —f-y- р (1 — kE)
равна пробивной напряженности грун-
та Еар при предразрядном времени
= 1ф (Z—плотность тока).
Отсюда фиктивный радиус элек-
трода
= (32-п)
Напряженность электрического] поля
полушарового электрода с фиктивным
радиусом Гф на расстоянии г > г$ от
центра полушара
—2яггР(1 kET)
или
р __ /р
г— 2г.г2 + /р/г •
Потенциал электрода
оо со
U = f Erdr = Ip [ -Д—=
ГФ ГФ
, , Г р f •к -|/'2л\
=ZF ^br-arctgr*y W’
Отсюда импульсное сопротивление
полушарового электрода при токе I,
вызывающем развитие искровой зоны,
будет:
=>57 - arcts vSfc - О-
(32-12)
Как видно из (32-12), сопротивление
полушарового электрода при боль-
шом токе, приводящем к развитию
искровой зоны, не зависит от гео-
метрического размера г0, а опреде-
ляется амплитудой тока /, удельным
сопротивлением грунта р и его им-
пульсными характеристиками.
Так как стационарное сопротив-
ление заземлителя пропорционально р,
коэффициент импульса полушарового
Рис. 32-10. К расчету импульс-
ного сопротивления полушаро-
вого электрода.
294
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
Рис. 32-11. Зависимости импульсного со-
противления от тока для полушарового и
точечного электродов.
электрода аи — Или в об-
R
щем виде
an = f(/p). (32-13)
Это важное соотношение спра-
ведливо для электродов произволь-
ной формы.
На рис. 32-11 приведены зави-
симости сопротивления заземления
полушарового электрода радиусом
50 см от стекающего через него то-
ка при двух различных значениях
коэффициента k. Как видно из кри-
вых, при fe = 0 вплоть до значения
тока /"Пр, когда происходит пробой
грунта, сопротивление сохраняется
постоянным, а затем быстро умень-
шается. При fe = 0,l снижение сопро-
тивления начинается при малых то-
ках, а при токе соответ-
ствующем пробою грунта, лишь не-
сколько ускоряется. В результате
почти во всем диапазоне токов со-
противление заземления при k=0
оказывается наименьшим.
Радиальное симметричное поле
полушарового электрода позво-
ляет наиболее просто рассчитать
импульсное сопротивление заземле-
ния. Выведенные соотношения мо-
гут служить длй оценки импульсно-
го сопротивления некоторых есте-
ственных заземлителей, которые
приближенно могут быть представ-
лены в виде полушара (металличе-
ские подножники опор и др.). Кро-
ме того, расчет импульсного сопро-
тивления полушарового электрода
дает возможность оценить величину
сопротивления так называемого
«самозаземления», которое, напри-
мер, имеет место при непосред-
ственном ударе молнии в поверх-
ность земли. При этом ввод тока
молнии в землю осуществляется
Рис. 32-12. Импульсные коэффициенты труб-
ки
чатого электрода а= в зависимости
от If при разных величинах пробивной на-
пряженности грунта.
а —г = 200 см, d = 6 cjh, Я=38,9-10-2р. 6 — 2=300 см,
d г= 6 см, R = 28*10“гр.
$ 32 7]
Импульсное сопротивление протяженных заземлителей
295
при предельно малых геометриче-
ских размерах. Громадные плот-
ности тока и напряженности поля
в месте ввода тока обусловливают
развитие искровой зоны и снижение
сопротивления самозаземления. За-
висимости сопротивления самоза-
земления от тока даются пунктир-
ными кривыми рис. 32-11, которые
сливаются с кривыми для полуша-
рового электрода.
Расчет импульсного сопротивле-
ния трубчатого электрода проводит-
ся аналогично расчету полушарово-
го электрода, однако с дополнитель-
ными допущениями из-за более
сложной конфигурации электриче-
ского поля вблизи электрода.
На рис. 32-12,0 и б приводятся
кривые импульсных коэффициентов
трубчатых электродов длиной 200
и 300 см в зависимости от величи-
ны /р — произведения тока, сте-
кающего с электрода, на удельное
сопротивление грунта. Эти кривые
могут быть использованы для опре-
деления импульсного коэффициента
в грунте любого удельного сопро-
тивления с указанными импульсны-
ми характеристиками.
32-7. ИМПУЛЬСНОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ
ПРОТЯЖЕННЫХ ЗАЗЕМЛИТЕЛЕЙ
а) Расчет протяженного
заземлителя без учета
искрообразования в земле
При относительно небольшой
амплитуде импульсного тока, когда
искровым процессом в земле можно
пренебречь, и при постоянном
удельном сопротивлении грунта
(/г = 0, ри = Р) расчет протяжен-
ного заземлителя ведется по схеме
замещения линии с распределенны-
ми постоянными (рис. 32-1) при
L = const и g= const, причем индук-
тивность заземлителя равна индук-
тивности уединенного проводника и
может быть подсчитана по формуле
L = 0,2 —0,31 ], мкгн.[м,
где I — длина иг — радиус заземли-
теля.
Дифференциальные уравнения
схемы
(32-14)
дх dt ' 7
д/ Т1
После решения этих уравнений
при заданной косоугольной волне
тока в начале заземлителя
/ (0, t) — at
напряжение на заземлителе можно
представить в виде:
U (х, t) =
ОО
Л=1
X(l-^)cos^]. (32-15)
где
т- 7.gZ2 , у, у, _Lgl2.
fc W 'i 1 k=i—’
T,
k2
Отсюда импульсное сопротивление
заземлителя
г(0 t)—У-—— V
(32-16)
t
t ~~ Л
Если у- > 3, то e 0,05 и
1 — e ‘ = 1 и приведенные формулы
могут быть упрощены.
В этом случае импульсное сопро-
тивление заземлителя
со
2(O,o=i[l + 2pg^=
=тг[1+т4]=«+# <32-17’
* Символ z вместо R применен здесь
в связи с тем, что в отличие от сосредото-
ченного заземлителя сопротивление протя-
женного заземлителя не является чисто ак-
тивным.
296
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
Рис. 32-13. Зависимость импульсного сопро-
тивления протяженных заземлителей от
времени для грунта с р =500 ом-м.
и напряжение на конце заземлителя
Рис. 32-15. Распределение напряжения
вдоль заземлителей различной длины; р =
= 500 ом-м, Тф = 3 мксек.
(32-18)
Из рассмотрения (32-17) видно’
что импульсное сопротивление про
тяженного заземлителя состоит из
двух слагаемых: стационарного со-
противления и добавочного переход-
ного индуктивного сопротивления,
зависящего от момента времени с на-
/ LI \ —
чала прохождения тока ().
\ дь /
Зависимость z — приведена на
рис. 32-13, из которого видно, что
сопротивление стремится к своему
установившемуся значению R тем
фициента протяженных заземлителей раз-
ной длины от удельного сопротивления
грунта.
быстрее, чем меньше длина заземли-
теля.
На рис. 32-14 приводятся зависи-
мости импульсного коэффициента
z
а. = — протяженных заземлителем
1\
разной длины от удельного сопро-
тивления грунта при времени / =
Из кривых видно, что относи-
тельное влияние индуктивности тем
значительнее, чем меньше сопротив-
ление грунта и больше длина зазем-
лителя. При увеличении сопротив-
ления грунта влияние индуктивно-
сти уменьшается и заземлитель мо-
жет перестать быть протяженным,
так как а -> 1.
На рис. 32-15 дается распределе-
ние напряжения вдоль заземлите-
лей разной длины при t= Тф =
= 3 мксек. Из кривых видно, что
при большой длине напряжение на
конце заземлителя очень мало, это
свидетельствует о плохом исполь-
зовании удаленных участков зазем-
лителя.
б) Импульсное сопротивление
протяженного заземлителя
при наличии искрообразования
в земле
Если плотность тока, стекающе-
го с поверхности протяженного за-
землителя, приводит к появлению»
у поверхности электрода напряжен-
§ 32-7]
Импульсное сопротивление протяженных заземлителей
297
ности поля Е>Ещ), то рас-
текание тока с заземлителя
будет сопровождаться про-
боями окружающих слоев
земли. Возникающая ис-
кровая зона будет тем боль-
шего радиуса, чем больше
плотность тока на поверх-
ности электрода.
Уменьшение потенциала,
а следовательно, и плот-
ности тока в удаленных
участках протяженного за-
землителя приводит к тому,
что искрообразование на
конце происходит менее ин-
тенсивно, чем в начале за-
землителя. Из-за этого про-
водимость заземлителя в
удаленных участках будет
меньше, чем в начальных,
т. е. будет зависеть не толь-
ко от / и р, но и от коор-
динаты.
Действительно, если про-
водимость единицы длины
протяженного заземлителя в
стационарном режиме
I л
— ~RT~ Г’
р1п V
то импульсная проводимость при на-
личии искровой зоны с радиусом
«Р
Гф ~~ пЕар
будет:
п к
I Zjc/inp
р1п7Г р1п~7Г
тс
ZTC^rip
₽In77i^
(32-19)
где f — ток, стекающий с единицы
длины заземлителя, и U = f(x) — по-
тенциал заземлителя.
Расчет импульсного сопротивле-
ния протяженного заземлителя по
схеме замещения, состоящей из
индуктивности L и нелинейной про-
водимости gH=f(U), приводит
к сложному дифференциальному
уравнению, которое может быть ре-
Рис. 32-16. Зависимость стационарного
(R и /?и) и импульсного (z и ги) сопротив-
лений протяженного заземлителя от длины
в грунте с различными удельными сопро-
тивлениями, Тф=3 мксек, £Пр=14 кв/см.
шено приближенными методами. Не
останавливаясь здесь на расчете,
рассмотрим некоторые закономер-
ности в поведении протяженного за-
землителя при наличии искровых
процессов в земле.
На рис. 32-16 для разных грун-
тов приведены зависимости от длины
заземлителя стационарного сопротив-
г, 1
ления к = , импульсного сопро-
тивления при отсутствии искровых
процессов z, импульсного сопротив-
ления при наличии искровых про-
г, 1
цессов ги и величины = —?.
Как видно из сравнения кривых
для zB и z, искровые процессы
в земле значительно снижают
импульсное сопротивление протя-
женного заземлителя.
298
Заземления в электрических установках высокого напряжения
[ Гл. 32
т=3—6 мксек в грунтах разного сопротив-
ления при токах 7=20 ка (пунктир) и
7=40 ка (сплошные линии).
При относительно малых дли-
нах, когда плотности тока наиболее
значительны, искровые процессы не
только компенсируют влияние
индуктивного сопротивления зазем-
лителя, но и обусловливают сниже-
ние его сопротивления ниже величи-
ны R. При этом импульсный коэф-
фициент заземлителя аи<1.
При увеличении длины заземли-
теля влияние индуктивности воз-
растает и импульсный коэффициент
сначала делается равным единице,
а затем больше единицы. В таких
условиях использование заземлите-
лей большой длины делается нера-
циональным, так как импульсное
сопротивление заземлителя с рос-
том I практически перестает умень-
шаться.
В табл. 32-4, приводятся пре-
дельные рационально используемые
.длины заземлителей в грунтах раз-
ного сопротивления при амплитуде
Таблица 32-4
Предельные рациональные длины
протяженных заземлителей при
7 = 40 ка и тф = 3 — 6 мксек
ip, ом-м 5-102 10-102 20-102 40-102
*^пр> М 25—35 35—50 60—80 80—10 0
тока 7=40 ка и длине фронта Тф=
=3—6 мксек.
На рис. 32-17 приводятся сред-
ние импульсные коэффициенты за-
землителей в грунтах с разным
удельным сопротивлением.
32-8. ВЫБОР И РАСЧЕТ СЛОЖНЫХ
ЗАЗЕМЛИТЕЛЕЙ
Для получения необходимой ве-
личины импульсного сопротивления
заземления грозозащиты даже в хо-
роших грунтах приходится приме-
нять сложные заземлители, состоя-
щие из нескольких параллельно
соединенных простых заземлителей,
трубчатых или полосовых.
Если RB — подсчитанное импульс-
ное сопротивление всех параллель-
но соединенных простых заземлите-
лей без учета их взаимного влия-
ния, то действительное импульсное
сопротивление сложного заземли-
теля будет:
D __
^и.сист —~С~ >
где т]и — импульсный коэффициент
использования простых за-
землителей.
Для сосредоточенных заземли-
телей импульсный коэффициент
использования т]и меньше, чем
в стационарном режиме т], так как
экранирование электродов при на-
личии вокруг них искровой зоны
будет больше. Искровая зона как
бы увеличивает размеры электродов
и тем самым увеличивает их влия-
ние друг на друга. Поэтому
импульсный коэффициент использо-
вания для данного расположения
и размеров электродов не является
постоянной величиной, а зависит
также от амплитуды тока, удель-
ного сопротивления и пробивной на-
пряженности грунта. Вследствие
этого расчет импульсного коэффи-
циента использования очень сло-
жен и может быть выполнен при-
ближенно лишь для простейших си-
стем.
Значительные возможности по
созданию рациональных конструк-
§ 32-8]
Выбор и расчет сложных заземлителей
299
Таблица 32-5
Заземлители с импульсным сопротивлением ги = 10 ом при
/ = ЮЗ ка для грунтов с сопротивлением р = (1 —6,5) 10г ом-м
JTs Полосовые заземлители р,ом- м
г-к 1 =5м 1,5-10z
1 к Л/-}
1 =10м 2-102
1=1 Ом 3-10г
2
1=2J]m 3,8-10z
Заземлители из труб(1т=2м ) и полос
3 10z
l.m
Ч 1,5-!02
С 2-102
о 6м 6м
[— 7м—
6 2,7-102
7 2,7-Ю2
300
Заземления в электрических установках высокого напряжения [Гл. 32
Продолжение табл. 32-5
№ Заземлители из труВ (1ю=2зи.’) и полос р, ОМ-ЛС
8 К 3'10г
о
3
3-10~
W 1=1 Ом пт=5шт. 3,2 -10г
1=2 Ом пт=9шт. 4,3-102
11 1 < 1=1 Ом пт=7шт. 3,8-W2
1 = 20м пт=13шт. 5,3-10г
12 1 j 1=2Ом 6,5-Ю2
пт=17ш.т^
§ 32-9]
Заземление молниеотводов подстанций
301
ций сложных заземлителей и опре-
делению их импульсного сопротив-
ления в любых грунтах при любых
параметрах импульсного тока дает
физическое моделирование заземли-
телей, основанное на теории подо-
бия.
Для обеспечения допустимой
величины импульсного сопротивле-
ния заземления в первую очередь
должны быть использованы сосре-
доточенные заземлители, как наи-
более эффективно отводящие ток
молнии.
К сосредоточенным заземлите-
лям относятся системы из неболь-
шого числа трубчатых электродов,
объединенных между собой и с ме-
стом ввода тока полосовыми зазем-
лителями небольшой длины, а так-
же короткие лучевые заземлители.
Импульсное сопротивление за-
земления порядка 10 ом в обычных
грунтах с сопротивлением р=50—
400 ом - м может быть обеспечено
сосредоточенными заземлителями.
В ^олее плохих грунтах для вы-
полнения заземления в 10 ом тре-
буется такое количество трубчатых
электродов, которые из-за экрани-
рования уже не могут быть хорошо
использованы на небольшом рас-
стоянии от места ввода тока. Поэто-
му трубы размещаются вдоль длин-
ных двух-, трех- и четырехлучевых
заземлителей. При использовании
лучевых заземлителей без труб дли-
на их соответственно увеличивается.
В табл. 32-5 приводятся зазем-
лители, наиболее экономичные по
затратам металла, обеспечивающие
импульсное сопротивление
»10 ом при токе /=100 ка в грун-
тах с сопротивлением р=(100—
650) ом • м. Приведенные типы за-
землителей могут быть использова-
ны для заземления опор линий пе-
редач, а также для заземления от-
дельно стоящих стержневых мол-
ниеотводов подстанций.
Для грунтов, подверженных вы-
сыханию, предпочтительно примене-
ние заземлителей с использованием
трубчатых электродов.
Контроль заземляющих уст-
ройств грозозащиты производится
измерением их сопротивления при
малой плотности и низкой частоте
тока, т. е. измерением их стационар-
ного сопротивления R. Переход от
измеренной величины R к импульс-
ному сопротивлению осуществляет-
ся с помощью импульсного коэф-
фициента, величина которого по
данным измерений на моделях для
заземлителей табл. 32-5 при токе
/ = 100 ка, имеет порядок
аи=0,25 в грунте с р= 100 ом-м;
аи = 0,60 — 0,75 в грунтах с р =
= (2— 6,5)-102 ом-м.
32-9. ЗАЗЕМЛЕНИЕ МОЛНИЕОТВОДОВ
ПОДСТАНЦИЙ
Установка и заземление молние-
отводов на подстанциях 35 кв и вы-
ше осуществляется по-разному.
С точки зрения защиты от прямых
ударов молнии наиболее целесооб-
разной и экономичной, очевидно,
была бы установка молниеотводов
на конструкциях подстанций. При
такой установке наиболее полно
используется защитная зона, а вы-
сота молниеотвода уменьшается по
сравнению с размещением его на
земле. Однако размещение молние-
отвода на металлической конструк-
ции подстанции предрешает вопрос
о его заземлении на общий контур
защитного заземления подстанции.
Последнее же не всегда является
допустимым из-за опасности
обратных перекрытий изоляции
подстанции.
При растекании импульсного то-
ка молнии контур защитного зазем-
ления подстанции, имеющей значи-
тельные размеры, будет вести себя
как протяженный заземлитель боль-
шой длины, для которого импульс-
ное сопротивление может быть зна-
чительно больше его стационарного
сопротивления из-за преобладающе-
го влияния индуктивности над
искровыми процессами.
Размещение молниеотводов на
конструкциях подстанций с при-
соединением их к контуру заземле-
ния целесообразно на подстанциях
302
Грозозащитные разрядники
[ Гл. 33
ПО кв и выше, имеющих ма-
лую величину стационарного со-
противления заземляющего контура
(Л <0,5 ом) и импульсную проч-
ность гирлянд подвесных изолято-
ров С750„/о>650 кв.
Даже при токе молнии 7=150 ка
и импульсном сопротивлении зазем-
ляющего контура, в несколько раз
превышающем его стационарное со-
противление, здесь можно не опа-
саться обратных перекрытий под-
весных грилянд.
Из-за опасения обратных пере-
крытий установка молниеотводов на
трансформаторных порталах не ре-
комендуется. Кроме того, в непо-
средственной близости к стойке
с молниеотводом следует распола-
гать дополнительный сосредоточен-
ный заземлитель из нескольких
труб.
Из-за индуктивного падения на-
пряжения в шинах заземлений Ьоз-
можность обратного перекрытия
изоляции аппаратов уменьшается
по мере удаления их от места при-
соединения молниеотвода к зазем-
ляющему контуру. Для трансфор-
маторов это расстояние по «Руково-
дящим указаниям» должно быть не
менее 15 м.
Для подстанций 35 кв, имеющих
значительно более низкую импульс-
ную прочность изоляции и в то же
время более высокое стационарное
сопротивление заземляющего конту-
ра (7? <10 ом), по «Руководящим
указаниям» рекомендуется иметь
отдельно стоящие молниеотводы с
самостоятельными заземлителями.
Расстояния по воздуху и земле до
отдельно стоящего молниеотвода и
его заземлителя выбираются в со-
ответствии с указаниями гл. 31.
Однако расчеты показывают,
что в хороших грунтах более эконо-
мичным решением является усиле-
ние заземляющего контура подстан-
ции 35 кв дополнительными элек-
тродами и использование его также
для заземления молниеотводов.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ТРЕТЬЯ
ГРОЗОЗАЩИТНЫЕ РАЗРЯДНИКИ
33-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Территории станций, подстан-
ций и других объектов, имеющих
ограниченную площадь, могут весь-
ма надежно защищаться от прямых
ударов молнии с помощью хорошо
заземленных молниеотводов. Ли-
нии электропередачи невозможно
защищать с той же степенью на-
дежности, так как даже подвеска
тросов по всей длине линии не
исключает полностью возможности
появления на проводах больших на-
пряжений. Волны перенапряжений,
возникшие на линиях при ударах
молнии, доходят до подстанций
и могут представлять опасность для
изоляции установленного там обо-
рудования. Таким образом, защита
изоляции электрических установок
от грозовых перенапряжений не мо-
жет осуществляться только с по-
мощью молниеотводов, необходимы
дополнительные меры защиты, ко-
торые предотвращали бы поврежде-
ния изоляции и связанные с этим1
аварии в системе.
В гл. 5 отмечалось, что для пре-
дупреждения перекрытия или про-
боя какой-либо изоляционной кон-
струкции параллельно ей следует
включить искровой промежуток,
вольт-секундная характеристика ко-
торого всеми своими точками долж-
на лежать ниже вольт-секундной ха-
рактеристики защищаемой изоля-
ции. Однако осуществить такую
координацию вольт-секундных ха-
рактеристик далеко не просто. Дей-
ствительно, при конструировании
изоляции (раздел 3) принимаются
все меры для выравнивания элек-
трического поля, так как при этом
разрядные напряженности возра-
стают и размеры изоляции удается,
уменьшить. Поэтому подстанцион-
§ 33-2 ]
Трубчатые разрядники
зоз.
ная изоляция имеет относительно
пологую вольт-секундную характе-
ристику. С другой стороны, из кон-
структивных соображений защит-
ные промежутки имеют обычно
электроды типа стержней, т. е.
обладают резконеоднородным по-
лем, для которого характерно рез-
кое возрастание разрядного напря-
жения при малых временах. Сле-
довательно, при попытке защитить
подстанционную изоляцию стерж-
невыми промежутками мы имеем
условия, изображенные на рис. 5-15,
откуда следует, что при малых вре-
менах возможен пробой защи-
щаемой изоляции.
Защитный искровой промежуток
имеет и другой очень существенный
недостаток. Дело в том, что каждый
пробой этого промежутка приводит
к замыканию на землю через уста-
навливающуюся между электрода-
ми промежутка электрическую дугу.
В системах с заземленной ней-
тралью это приводит к немедлен-
ному отключению места поврежде-
ния. Если искровой промежуток
используется для защиты изоляции
подстанции, то его пробой будет
означать короткое замыкание на
шинах, которое является одной из
самых тяжелых аварий в системе.
Поэтому, хотя искровые проме-
жутки и применяются иногда в ка-
честве дополнительной меры защи-
ты изоляции, необходимо иметь бо-
лее совершенные аппараты, которые
защищают изоляцию и вместе с
тем не приводят к отключениям. Та-
кими аппаратами являются грозо-
защитные разрядники, отличающие-
ся от искровых промежутков преж-
де всего тем, что они самостоятель-
но гасят возникающую между их
электродами дугу в течение корот-
кого времени, меньшего времени
действия релейной защиты. В на-
стоящее время применяется два ти-
па грозозащитных разрядников:
трубчатые разрядники, устанавли-
ваемые главным образом на ли-
ниях передачи, и вентильные раз-
рядники, предназначенные для за-
щиты подстанционной изоляции.
33-2. ТРУБЧАТЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Принципиальная схема устрой-
ства и включения трубчатого раз-
рядника показана на рис. 33-1.
Основу разрядника составляет
трубка из газогенерирующего мате-
риала. Один конец трубки заглушен
металлической крышкой, на которой
укреплен внутренний стержневой
электрод. На открытом конце труб-
ки расположен другой электрод
в виде кольца. Промежуток меж-
ду стержневым и кольцевым элек-
тродами называется внутренним
или дугогасящим промежутком.
Трубка отделяется от провода фазы
внешним искровым промежутком
•Sjj иначе газогенерирующий мате-
риал трубки постоянно разлагался
бы под действием токов утечки.
Работает трубчатый разрядник
следующим образом. При падении
на него волны атмосферного напря-
жения оба промежутка пробивают-
ся (перекрытие по внешней поверх-
ности не может произойти, посколь-
ку разрядное расстояние по этой
поверхности много больше длины
внутреннего промежутка), импульс-
ный ток отводится в землю. После
окончания импульса через разряд-
ник продолжает проходить ток ра-
бочей частоты, являющийся током
короткого замыкания. Под дейст-
вием высокой температуры канала
дуги переменного тока в трубке
происходит интенсивное выделение
газа. Давление в трубке увеличи-
вается до нескольких десятков
атмосфер. Газы, устремляясь к от-
крытому концу трубки, создают
продольное дутье, в результате чего.
Рис. 33-1. Схема устройства трубчатого
разрядника.
1 — газ ©генерирующая трубка; 2 — стержневой
электрод; 3— кольцевой электрод; Si—.внутрен-
ний искровой промежуток; S2—внешний искровой?
промежуток.
304
Грозозащитные разрядники
[ Гл. 33
дуга гасится при первом же про-
хождении тока через нулевое значе-
ние. При работе разрядника слы-
шен звук, напоминающий выстрел,
и из трубки выбрасываются раска-
ленные газы.
Защитное действие трубчатого
разрядника характеризуется его
вольт-секундной характеристикой
и сопротивлением заземления.
Вольт-секундная характеристика
определяет напряжение срабатыва-
ния разрядника, а сопротивление
заземления — оставшеесся на раз-
ряднике после его срабатывания
импульсное напряжение (рис. 33-2).
Вольт-секундная характеристика
зависит от длины внешнего и внут-
реннего промежутков разрядника
и имеет вид, характерный для про-
межутков с резконеоднородным по-
лем. Величина внешнего искрового
промежутка выбирается по усло-
виям защиты изоляции и может ре-
гулироваться в определенных пре-
делах. Величина внутреннего искро-
вого промежутка устанавливается
в соответствии с дугогасящими
свойствами разрядника и регули-
рованию не подлежит.
Для успешного гашения дуги со-
провождающего тока необходимо
достаточно интенсивное генериро-
вание газа в трубке, которое зави-
сит от величины проходящего тока.
В связи с этим имеется нижний пре-
дел токов, которые надежно (за
один-два полупериода) отключают-
ся трубчатым разрядником. При
больших токах слишком интенсив-
ное газообразование может приве-
Рис. 33-2. Защитное действие
трубчатого разрядника.
1 — вольт-секундная характеристи-
ка; 2 — напряжение иа разряднике;
3 — падающая иа разрядник волна.
сти к чрезмерному повышению дав-
ления и разрыву трубки или срыву
наконечников. Поэтому для трубча-
тых разрядников устанавливается
также верхний предел отключаемых
токов, при котором гашение дуги не
сопровождается еще механическим
повреждением разрядника. Величи-
на верхнего и нижнего пределов от-
ключаемых токов зависит от разме-
ров внутреннего канала разрядника.
Уменьшение длины внутреннего
промежутка, а также увеличение
диаметра канала разрядника при-
водят к смещению обоих пределов
отключаемых токов в сторону боль-
ших значений. Наоборот, при увели-
чении длины внутреннего промежут-
ка и уменьшении диаметра канала
оба предела отключаемых токов
смещаются в сторону меньших зна-
чений. Эта зависимость позволяет
выпускать трубчатые разрядники
с разными пределами отключаемых
токов.
При установке трубчатых раз-
рядников в какой-либо точке сети
следует проверить ток короткого
замыкания в этой точке. Величина
его должна укладываться в диапа-
зон отключаемых разрядником то-
ков.
В результате многократной ра-
боты разрядника внутренний канал
дугогасящей трубки разрабатывает-
ся. При возрастании внутреннего
диаметра трубки на 20—25% труб-
чатый разрядник перестает соответ-
ствовать заводской маркировке по
отключаемым токам и подлежит за-
мене или перемаркировке.
В настоящее время промышлен-
ность выпускает разрядники с фиб-
робакелитовыми трубками (ти-
па РТФ) и с трубками из винипла-
ста (типа РТВ). Конструкция фиб-
робакелитового разрядника ти-
па РТФ показана на рис. 33-3.
В качестве газогенерирующего ма-
териала в этом разряднике приме-
нена фибра. Поскольку фибра не
обладает необходимой механиче-
ской прочностью, позволяющей вы-
держивать значительные повыше-
ния давления в трубке во время
§ 33-2]
Трубчатые разряопики
305
срабатывания разрядни-
ка, то для повышения
механической прочности
фибровая трубка обма-
тывается сверху бакели-
зированной бумагой. Ги-
гроскопичность бакелита
требует покрытия наружной поверх-
ности трубчатого разрядника влаго-
стойким лаком. Для этой цели при-
меняется эмаль ПХВ-26 (перхлор-
виниловая), не теряющая своих изо-
ляционных качеств в течение 4—
5 лет эксплуатации, что позволило
отказаться от ежегодного демонта-
жа фибробакелитовых трубчатых
разрядников для перелакировки.
Особенностью разрядников ти-
па РТФ является наличие камеры
со стороны закрытого конца трубки.
Во время прохождения тока в ка-
мере повышается давление. При
проходе тока через нулевое значе-
ние давление в ^оне искрового про-
межутка падает, и газы, накопив-
шиеся в камере, устремляются
к выхлопному отверстию, усиливая
обдув дуги и способствуя ее гаше-
нию.
Разрядники типа РТФ снабжены
однократным указателем срабаты-
вания, представляющим собой изо-
гнутую металлическую пластину,
одним концом укрепленную к на-
конечнику открытого конца раз-
рядника. Свободный конец пласти-
ны при срабатывании разрядника
выбрасывается из трубки.
Разрядники типа РТФ выпуска-
ются на напряжения 3—110 кв.
Кроме номинального напряжения,
разрядники отличаются пределами
отключаемых токов. И то и другое
указывается в маркировке разряд-
ника. Например марка РТФ 5
означает разрядник трубчатый фиб-
робакелитовый на напряжение
110 кв с пределами отключаемых то-
ков 0,8 о кпдеДств- 13 табл. 33-1 при-
ведены основные размеры и харак-
теристики фибробакелитовых труб-
чатых разрядников.
Разрядники типа РТВ с трубка-
ми из винипласта (рис. 33-4), обла-
Рис. 33-3 Трубчатый фибробакелитовый
разрядник на напряжение 110 кв.
J — фибровая трубка; 2 — бакелитовая трубка; 3—
камера дутья; 4 — электрод; 5 — указатель сра-
батывания; 6 — хомутик крепления разрядника;
•S — внутренний искровой промежуток.
дающего лучшими ИЗОЛЯЦИОННЫМИ
и газогенерирующими свойствами,
имеют более простую конструкцию,
чем разрядники типа РТФ. Вини-
пласт негигроскопичен и сохраняет
свои изолирующие свойства при
работе на открытом воздухе, поэто-
му разрядники типа РТВ не лаки-
руются. Высокая газогенерирующая
способность винипласта позволила
отказаться в разрядниках типа
РТВ от устройства резервуара (ка-
меры) у закрытого конца трубки.
Его роль выполняет полость между
стержневым электродом и стенка-
ми трубки на длине стержневого
электрода. Высокая механическая
стойкость винипласта по отноше-
нию к ударным нагрузкам позво-
ляет изготовлять разрядники ти-
па РТВ с большим диапазоном от-
ключаемых токов (до 15 ка). Основ-
ные размеры и характеристики раз-
рядников типа РТВ также приведе-
ны в табл. 33-1.
Работа разрядника сопровож-
дается выхлопом сильно ионизиро-
ванных газов. В связи с этим распо-
ложение разрядников, например, на
опоре должно быть таким, чтобы
выхлопные газы не вызывали меж-
дуфазовых перекрытий или пере-
крытий на землю. Для этого в зону
выхлопа не должны попадать про-
вода других фаз, заземленные кон-
струкции, а также зоны выхлопов
разрядников, защищаюших другие
фазы. Расчетные размеры зоны вы-
хлопа разрядников приведены в
табл. 33-2.
Электроды внешнего искрового
промежутка выполняются из круг-
лой стали диаметром 10 мм. Одним
20—314
Основные размеры и характеристики трубчатых разрядников типов РТ и РТВ
Таблица 33-1
Тип разрядника Длина искровых промежутков, мм Максимальное разрядное напряжение при волне 1,5/40 мксек, квмакс Разрядное напряжение при 50 *®действ Длина разрядника, мм Внутренний диаметр. d, мм
внутрен- него S] внешнего S2 Минимальное значение при полярности /пр=2 мксек при полярности сухое мокрое
+ — + -
Разрядники фибробакелитовые (РТФ)
РТФ 3 0,2-1,5 40 5—10 35 40—45 40—42 45—50 60 7 357 +8 8
РТФ 3 1,5-7 40 5—10 35 40—45 40—42 45—50 10 7 351+8 8
РТФ 6 0,3-7 130 8—15 60—80 60—80 70—83 70—83 / 42 39 489 + 20 10
РТФ 6 1,5-10 80 8—15 55-70 55—70 67—83 67—83 — — 489+20 10
РТФ 10 0,5-7 130 20 80 80 83 83 — — 489±20 10
DTrh 35 17С 80—100 160—180 170—190 200—205 200—220 95—105 75—85 663+15
г 1 Ф 0,4-3 150—200 225—270 255—320 250—300 265—310 130—155 110—135 8
DTrb 35 1 7^ 80—100 180—195 180—195 210—230 210—230 100—105 65—75 789+30
0,8-5 150—200 235—270 245—285 275—330 275—330 115—125 90—105 10
35 80—100 155-170 155-170 180—195 180—195 90—195 80—85 723+30
Н 1 Ф 1 ,8-10 14U 150—200 210—245 220—270 240—290 115—230 95—105 12
ПО 350—400 410—432 455—495 495—525 560—600 215—230 200—225 1 034 + 30 8
г 1 Ф 0,4-2,2 450—500 455—475 530—570 550—580 640—680 240—255 250—270
Грозозащитные разрядники [Гл. 33
о П по д о л ж е н и е та б л. 33-1
* ________ г
Тип разрядника Длина искровых промежутков, мм Максимальное разрядное напряжение при волне 1.5/40 мксек. квмакс Разрядное напряжение при 50 ^вдейств Длина разрядника мм Внутренний диаметр, d, мм
внутрен- него St внешнего S, Минимальное значение при полярности /Пр--=2 мксек при полярности сухое мокрое
+ - + j —
РТФ 110 0,8-5 350 350—400 450—500 420—450 475—505 460—490 535—550 505—535 570—600 1 570—620 670—720 260—285 310—335 . 200—210 225—240 1 242+ 10 16
РТФ НО 1.2-7 300 350—400 450—500 410—430 455—475 455—500 530—570 495—525 550—580 560—600 640—680 215—230 240—255 200—225 250—270 1 037+15 16
РТФ 110 2-10 250 350—400 450—500 385—395 405—415 430—440 450—460 500—540 580—620 560—645 730—810 — — 1 139+15 20
Разрядники из винипласта (РТВ)
РТВ 6 60 10 55 57 55 58 33 32 672 6
0,5-5
РТВ 6 2-15 — — — — — - — — — —
РТВ 10 0,5 5 60 15 58 60 60 62 42 40 672 6
10
РГВ 2-15 — ' — — — — — — — —
РТВ 35 2 10 140 80—100 150—200 135—155 210—260 140—165 225—285 140—165 220—275 145—170 225—288 100—114 150—180 100—110 145—170 882 11
РТВ НО 350—400 380—405 400—430 415—450 435—470 310—335 275—300 1 472 11
2-8 450—500 435—460 460—490 485—520 510—575 165—395 320—350
§ 33-2] Трубчатые разрядники
308
Грозозащитные разрядники
[ Гл. 33
S
IJgggggggg
Рис. 33-4. Трубчатый разрядник типа РТВ (винипластовый).
из электродов может служить не-
посредственно провод линии.
Разрядники укрепляются таким
образом, чтобы их ось имела наклон
к горизонту под углом не менее 5°
и открытый конец находился внизу.
При этих условиях в них не может
скапливаться влага. В местах с по-
вышенным загрязнением атмосферы
трубчатые разрядники должнй
иметь еще больший наклон (до 45—
60°) для улучшения условий их са-
рядников с более высоким верхним
пределом отключаемых токов.
В I960 г. в ВЭИ разработаны раз-
рядники типа РТВУ (винипласто-
вые усиленные), у которых сравни-
тельно тонкостенная винипластовая
трубка упрочнена стеклотканью на
эпоксидной смоле. Таким образом
удалось верхний предел отклю-
чаемого тока поднять до 20 ка, ниж-
ний предел при этом пришлось уве-
личить до 7 ка.
Рис. 33-5. Установка трубчатых разрядников на промежуточной деревянной
опоре 110 кв.
моочистки при дожде. На рис. 33-5
показана для примера установка
трубчатых разрядников на проме-
жуточной деревянной опоре ПО кв.
Рост мощностей и соответствен-
но токов короткого замыкания элек-
трических систем вызвал необходи-
мость разработки трубчатых раз-
Существенным недостатком
трубчатых разрядников является
наличие предельных отключаемых
токов. Разрядники, соответствую-
щие по пределам отключаемых то-
ков данной точке сети, могут не по-
гасить сопровождающий ток и раз-
рушиться при одновременном сра-
Зона выхлопа трубчатых разрядников
Таблица 33-2
Эскиз зоны выхлопа
Тип разрядника Размеры, м
а б
РТФ-110 3 2
РТФ-35 2,5 1,5
РТФ-10, 6. 3 1,5 1
РТВ-110 2,2 3,5
РТВ-35 1,8 2,8
РТВ-10. 6 1 2
§ 33-3]
Вентильные разрядники
309
батывании нескольких параллель-
ных разрядников. В результате опе-
ративных переключений ток корот-
кого замыкания в данной точке сети
также может измениться и выйти
из диапазона отключаемых разряд-
ником токов. В связи с этим боль-
шое значение имеют ведущиеся сей-
час разработки трубчатых разряд-
ников без сопровождающего тока.
Основная идея конструкции этих
разрядников состоит в следующем.
Во внутренний канал разрядника
вплотную вставляется между элек-
тродами вкладыш из того же мате-
риала. что / и стенка трубки.
Импульсный ток благодаря малой
длительности будет свободно прохо-
дить в весьма малом зазоре между
вкладышем и стенкой трубки. В то
же время бурная газогенерация
в этом крайне ограниченном объеме
воспрепятствует образованию со-
провождающего тока. Таким обра-
зом, износ разрядника должен быть
резко сокращен, и, значит, разряд-
ник можно будет ставить в любой
точке сети независимо от величины
тока короткого замыкания.
33-3. ВЕНТИЛЬНЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Вентильные разрядники являют-
ся основными аппаратами защиты
подстанционного оборудования от
набегающих по линии волн атмо-
сферных перенапряжений. Изоля-
ция трансформаторов и аппаратов
должна выдерживать ограниченные
вентильным разрядником атмосфер-
ные перенапряжения. Таким обра-
зом, защитные характеристики вен-
тильных разрядников оказывают не-
посредственное влияние на размеры
изоляции и стоимость оборудования
подстанций.
Основными элементами вентиль-
ного разрядника являются много-
кратный искровой промежуток
и включенное последовательно
с ним рабочее сопротивление. При
воздействии на разрядник волны
атмосферного перенапряжения про-
бивается его искровой промежуток,
и волна перенапряжения срезается.
Проходящий вслед за этим через
разрядник импульсный ток создает
на рабочем сопротивлении разряд-
ника падение напряжения, так на-
зываемое остающееся напряжение.
Было бы желательно, чтобы при
прохождении через разрядник раз-
личных по величине токов молнии
остающееся напряжение оставалось
неизменным и равным по величине
пробивному напряжению искрового
промежутка. Эти идеальные усло-
вия осуществить пока невозможно,
однако применение нелинейного со-
противления из материала, назы-
ваемого вилитом, позволило удер-
живать остающееся на разряднике
напряжение на уровне, близком
к пробивному напряжению искрово-
го промежутка, при незначительном
увеличении остающегося напряже-
ния с ростом импульсного тока.
Импульсное пробивное напряжение
искрового промежутка и остающее-
ся на рабочем сопротивлении напря-
жение характеризуют защитное
действие вентильного разрядника.
После отведения тока молнии
через разрядник продолжает прохо-
дить ток, определяемый рабочим
напряжением промышленной ча-
стоты, так называемый сопровож-
дающий ток. Однако характеристи-
ка вилита такова, что при малых по
сравнению с атмосферными перена-
пряжениями рабочих напряжениях
сопротивление его резко возрастает
и сопровождающий ток существен-
но ограничивается. Это приводит
к тому, что при переходе тока через
нулевое значение он гасится искро-
выми промежутками. Наибольшее
напряжение промышленной частоты
на разряднике, при котором он на-
дежно обрывает проходящий через
него сопровождающий ток, назы-
вается напряжением гашения и
является одним из важных парамет-
ров вентильного разрядника.
Рабочее сопротивление
вентильного разрядника
Основу рабочего сопротивления
разрядника составляет порошок из
электротехнического карборунда
SiC. На поверхности зерен карбо-
310
Г розозащитные разрядники
[ Гл. 33
рунда имеется запорный слой тол-
щиной порядка 10~5 см из окиси
кремния SiO2. Удельное сопротивле-
ние собственно зерен карборунда
невелико — около 10~2 ом м. Со-
противление запорного слоя нели-
нейно зависит от напряженности
электрического поля. При малых
напряженностях поля (при неболь-
ших напряжениях на рабочем со-
противлении) удельное сопротивле-
ние запорного слоя составляет
101—Ю6 ом-м, все напряжение ло-
жится на запорный слой, и он опре-
деляет величину сопротивления.
При повышении напряженности по-
ля сопротивление запорного слоя
резко падает, и величина рабочего
сопротивления начинает определять-
ся собственно карборундом.
Свойство материала резко ме-
нять свое сопротивление в зависи-
мости от напряжения, обеспечивая
пропускание очень больших токов
при высоких напряжениях и весьма
малых — при пониженных напряже-
ниях, называют «вентильным». От-
сюда и название аппарата: вентиль-
ный разрядник.
Рабочие сопротивления вентиль-
ных разрядников выполняются в
виде дисков, состоящих из карбо-
рундового порошка и связующего
материала. В вилитовых дисках
в качестве связки применяется
жидкое стекло. Это позволяет про-
изводить обжиг дисков при сравни-
тельно низкой температуре (поряд-
ка нескольких сотен градусов), т. е.
в условиях, не нарушающих вен-
тильных свойств запорного слоя.
В довоенные годы рабочие сопро-
тивления изготовлялись из тирита,
в котором применялась глинистая
связка, требующая высокой темпе-
ратуры обжига (I 200°). При такой
температуре частично разрушался
запорный слой зерен карборунда.
На рис. 33-6 показана вольт-
амперная характеристика вилито-
вых дисков диаметром 100 мм и
толщиной 60 мм, которые применя-
ются в разрядниках типа РВС. Ха-
рактеристика снята при волне
20/40 мксек в диапазоне токов I—
Рис. 33-6. Вольт-амперная характеристика
вилитового диска а=Ю0 мм, /г=60 мм.
10 000 а. Как видно из рисунка,
вольт-амперная характеристика
может быть выражена двумя отрез-
ками прямых с различными накло-
нами. Для каждого отрезка прямой
действительна аналитическая зави-
симость
lg U=1g А 4- a 1g/, (33-1)
где а—коэффициент нелинейности
(или вентильности) диска.
Чем меньше а, тем в меньшей
степени растет напряжение на диске
с увеличением проходящего через
него тока. А это означает, что на
рабочем сопротивлении, выполнен-
ном из дисков с меньшим коэффи-
циентом нелинейности, остающееся
напряжение будет более стабильно.
Области больших токов, прохо-
дящих через разрядник при атмо-
сферных перенапряжениях, соответ-
ствует второй, правый участот
вольт-амперной характеристики. На
этом участке коэффициент нелиней-
ности а для вилита имеет величину
0,13—0,20. Применявшийся ранее
тирит на этом участке характери-
стики имеет а=0,14—0,25. Значит,
при увеличении тока остающееся
напряжение на тиритовых дисках
растет в большей степени, чем на
вилитовых, т. е. тиритовые диски
§ 33-3]
Вентильные разрядники
311
обладают худшими защитными ха-
рактеристиками.
Первый, левый участок вольт-
амперной характеристики соответ-
ствует области сопровождающих
токов. Остающиеся напряжения на
дисках на этом участке характери-
стики определяются коэффициентом
нелинейности а, который составляет
у вилита 0,28—0,32, а у тирпта
0,31—0.42.
Зависимость (33-1) может быть
переписана следующим образом:
U = AIa. (33-2)
Из этого уравнения видно, что по-
стоянйая А представляет собой со-
противление диска при токе 1 а.
Поскольку рабочее сопротивле-
ние вентильного разрядника состав-
ляется из m последовательно вклю-
ченных дисков, то, очевидно, вольт-
амперная характеристика разрядни-
ка может быть выражена уравне-
нием
[] = тАГ. (33-3)
При этом следует помнить, что по-
стоянные а и А должны быть взяты
различными для крутой и пологой
частей вольт-амперной характери-
стики. На рис. 33-7 приведена для
примера вольт-амперная характери-
стика разрядника РВС-110 на на-
пряжение ПО кв.
Кроме низкого коэффициента не-
линейности, диски рабочего сопро-
тивления разрядника должны обла-
дать достаточной пропускной спо-
собностью, т. е. их электрические
характеристики не должны изме-
няться при многократной работе.
Выделение в рабочем сопротивле-
Рис. 33-7. Вольт-амперная характеристика
разрядника РВС-100.
мксек
Рис. 33-8. Зависимость между
амплитудой разрушающего
импульса /разр и его длитель-
ностью т в среднем за 20—30
импульсов для вилитовых ди-
сков диаметром 100 мм.
нии разрядника слишком большого
количества энергии может привести
к тому, что диски будут пробиты
и потеряют свои свойства. Посколь-
ку разрушение дисков связано с вы-
делением в них энергии, то пропуск-
ная способность их должна зависеть
от амплитуды проходящего через
рабочее сопротивление тока и от
его длительности. На рис. 33-8 пока-
заны амплитуды и длительности то-
ков, которые можно пропустить че-
рез вилитовый диск диаметром
100 мм не менее 20—30 раз без по-
вреждения диска.
Наиболее характерными для гро-
зозащитных разрядников воздей-
ствиями в условиях эксплуатации
являются большие амплитуды токов
при малой длительности прохожде-
ния. В ряде случаев, например, при
некоторых видах внутренних пере-
напряжений через разрядник могут
проходить токи длительностью по-
рядка нескольких миллисекунд. По-
этому пропускную способность вен-
тильных разрядников принято ха-
рактеризовать величиной тока пря-
моугольной формы длительностью
2 000 мксек и амплитудой волны
тока 20/40 мксек. Эти воздействия
312
Грозозащитные разрядники
[ Гл. 33
разрядники должны выдерживать
не менее 20 раз. Для вилитовых
дисков диаметром 100 мм предель-
ным импульсным током является
/доп=Ю ка. Как известно, токи мол-
нии могут’ достигать значительно
больших значений. Ограничение то-
ков, проходящих через разрядник,
до допустимой величины возлагает-
ся на схему защитного подхода
к подстанции. При волнах длитель-
ностью 2 000 мксек предельным
является ток 150 а, поэтому вилито-
вые разрядники не могут работать
при большинстве видов внутренних
перенапряжений, которые длятся
многие периоды промышленной
частоты.
Искровые промежутки
вентильного разрядника
Работа вентильного разрядника
начинается с пробоя искровых про-
межутков и заканчивается гаше-
нием дуги сопровождающего тока
на искровых промежутках. На каж-
дом из этих этапов работы разряд-
ника искровым промежуткам предъ-
являются различные требования.
Первый этап работы искровых
промежутков определяется их
вольт-секундной характеристикой.
Вольт-секундная характеристика
должна быть достаточно пологой.
Это требование определяется усло-
виями защиты подстанционной изо-
ляции прежде всего внутренней изо-
ляции трансформаторов. Получить
такую вольт-секундную характери-
стику удается только с помощью
многократных искровых промежут-
ков, т. е. большого числа последова-
тельно включенных единичных про-
межутков. Сам единичный проме-
жуток (рис. 33-9) состоит из двух
штампованных латунных электро-
дов, разделенных миканитовой шай-
бой толщиной около I мм. Электри-
Рис. 33-9. Единичный искровой промежу-
ток вентильного разрядника.
ческое поле между электродами
близко к однородному. При прило-
жении к промежутку напряжения
в воздушных прослойках между по-
верхностью электродов и микани-
том из-за разницы в диэлектриче-
ских постоянных воздуха и микани-
та возникает большая напряжен-
ность поля и начинается ионизация,
снабжающая начальными электро-
нами межэлек-тродное пространство.
Промежуток в результате этого про-
бивается при коэффициентах им-
пульса, близких к единице, за деся-
тые доли микросекунд.
Последовательно включенные
единичные промежутки в электриче-
ском отношении представляют со-
бой емкостную цепочку, подобную,
например, емкостной цепочке гир-
лянды изоляторов. Импульсное на-
пряжение по такой цепочке распре-
деляется очень неравномерно, что
обеспечивает быстрый каскадный
пробой всех промежутков разрядни-
ка. Таким образом, сочетание не-
равномерного распределения напря-
жения по промежуткам с предвари-
тельной ионизацией (активизацией)
единичного промежутка с однород-
ным полем обеспечивает низкие
коэффициенты импульса и требуе-
емую пологость вольт-секундной
характеристики вентильного раз-
рядника.
В разрядниках на напряжения
НО кв и выше число единичных
промежутков велико (96 и больше).
Напряжение по ним распределяется
крайне неравномерно, что приводит
к коэффициентам импульса меньше
единицы. Для того чтобы удержать
коэффициент импульса около едини-
цы, разрядники на эти напряжения
снабжаются экранирующими коль-
цами, способствующими некоторому
выравниванию распределения на-
пряжения по промежуткам.
Хотя грозозащитные вентильные
разрядники могут ограничивать не-
которые виды внутренних перена-
пряжений, однако они от них от-
страиваются, поскольку рабочее
сопротивление имеет недостаточную
пропускную способность при боль-
§ 33-3]
Вентильные разрядники
313
шинстве видов внутренних перена-
пряжений. Отстройка производится
искровыми промежутками, которые
имеют нижний .предел пробивного
напряжения при промышленной ча-
стоте не ниже 2,7 наибольшего фа-
зового напряжения. Нормируется
также и верхний предел пробивного
напряжения при промышленной ча-
стоте. Этот предел является исход-
ным для выбора одноминутных
испытательных напряжений под-
станционного оборудования.
Рассмотрим теперь гашение дуги
сопровождающего тока искровыми
промежутками. Очень сушественно,
что сопровождающий ток находится
в фазе с рабочим напряжением на
разряднике. Это значит, что восста-
новление напряжения после гаше-
ния сопровождающего тока (при
прохождении его через нулевое зна-
чение) происходит по синусоиде
промышленной частоты. В этот мо-
мент прекращается автоэлектрон-
ная эмиссия с катода и прилегаю-
щая к нему область промежутка
быстро восстанавливает свою элек-
трическую прочность, а затем эта
прочность достаточно быстро нара-
стает. В результате новое зажига-
ние дуги в промежутке предотвра-
щается. Важную роль при этом
играет равномерное распределение
восстанавливающегося напряжения
по промежуткам, которое достигает-
ся с помощью шунтировки единич-
ных промежутков высокоомными
активными сопротивлениями.
Очевидно, что для каждой кон-
струкции единичных промежутков
имеется предельное значение сопро-
вождающего тока, при котором про-
исходит надежное гашение дуги при
первом же прохождении тока через
нуль. Для разрядников типа РВС,
в которых используются промежут-
ки, показанные на рис. 33-9, пре-
дельное значение сопровождаю-
щего тока составляет !с.щ>еп=
= 80—100 оМакс- До этого значения
должно ограничивать ток рабочее
сопротивление разрядника при на-
пряжении гашения.
Чем меньше напряжение гаше-
ния разрядника, тем меньше тре-
буется сопротивление для ограниче-
ния сопровождающего тока до
допустимой величины, меньше тре-
буется дисков рабочего сопротивле-
ния согласно (33-3). А это означает,
ито и остающиеся напряжения при
прохождении через такой разрядник
импульсных'токов будет ниже, атмо-
сферные перенапряжения будут
ограничены до более низких ве-
личин.
За напряжение гашения прини-
мается наибольшее фазовое напря-
жение сети в режиме, когда одна
из фаз замкнута на землю. А это
означает, что напряжение гашения
разрядников устанавливается в за-
висимости от способа заземления
нейтрали: для сетей 3—35 кв, ней-
траль которых, как правило, эффек-
тивно не заземляется, напряжение
гашения принимается равным наи-
большему линейному напряжению,
а для сетей НО—500 кв, нейтраль
которых эффективно заземляется,
напряжение гашения принимается
равным 0,8 наибольшего линейного
напряжения. Соответственно такие
разрядники носят название 80%-х
в отличие от полных разрядников,
применяемых в сетях 3—35 кв.
Конструкции и характеристики
вентильных разрядников
типа РВС и РВВМ
Серия вилитовых разрядников
типа РВС была разработана ВЭИ
в 1946—1947 гг. В этой серии раз-
рядники на высшие классы напря-
жения комплектуются из стандарт-
ных элементов на более низкие на-
пряжения: 15, 20 и 35 кв. Для удоб-
ства комплектовки введен также
элемент, соответствующий напря-
жению 33 кв. Каждый элемент раз-
рядников содержит искровые про-
межутки и диски рабочего сопро-
тивления. Четыре последовательных
единичных промежутка размещают-
ся в фарфоровом цилиндре и обра-
зуют стандартный комплект проме-
жутков. Каждый такой комплект
искровых промежутков имеет брон-
зовые крышки с вырезанными в них
314
Грозозащитные разрядники
[ Гл. 33
состоящий из шести элементов на
33 кв, удерживается в вертикальном
положении с помощью трех изоли-
рующих оттяжек. Для оттяжек
используются подвесные изоляторы
стержневого типа. Разрядники на
напряжения 110 кв и выше снабже-
ны экранирующими кольцами для
выравнивания распределения на-
пряжения по промежуткам. На базе
разрядников типа РВС созданы
разрядники для защиты вращаю-
Рис. 33-10. Стандартный элемент искрового
промежутка разрядника типа РВС.
I — единичный искровой промежуток; 2 — латун-
ная крышка; 3 — подковообразное карборундовое
сопротивление; 4 — цилиндр.
пружинящими контактами и шунти-
руется строго калиброванным кар-
борундовым сопротивлением, обес-
печивающим равномерное распре-
деление напряжения промышленной
частоты по комплектам искровых
промежутков (рис. 33-10).
Диски рабочего сопротивления
с помошью керамической обмазки
также соединяются в блоки (ком-
плекты). Контакт между отдельны-
ми дисками и блоками осущест-
вляется посредством металлизации
торцовых поверхностей дисков.
Комплекты искровых промежут-
ков и вилитовых дисков помещают-
ся в герметизированных фарфоро-
вых чехлах. Герметизация необхо-
дима для того, чтобы предохранить
вилит от действия влаги (он невла-
гостоек и ухудшает свои характе-
ристики под действием влаги),
а также для того, чтобы обеспечить
стабильность разрядных характери-
стик искровых промежутков. Разме-
щение дисков и искровых проме-
жутков в элементе РВС-20 показано
на рис. 33-11. Все детали для обес-
печения надежного контакта сжаты
спиральными коническими пружи-
нами.
Комплектовка разрядников ти-
па РВС на различные номинальные
напряжения приведена в табл. 33-3.
Электрические характеристики при-
ведены в табл. 33-4.
На рис. 33-12 представлен внеш-
ний вид разрядников типа РВС на
35, 110 и 220 кв. Разрядник РВС-110
представляет собой свободно стоя-
щую конструкцию из трех элемен-
тов на 33 кв. Разрядник РВС-220,
Рис. 33-11. Размещение искровых проме-
жутков и дисков в разряднике РВС-20.
§ 33-3]
Вентильные разрядники
315
Таблица 33-3
Комплектовка разрядников типа РВС
Тип разрядника Номинальное напряжение, кв Наибольшее допустимое напряжение на разряд- нике, кв Число элементов в разряднике и их тнп Высота разрядника. мм Радиус осно- вания разряд- ника, мм
РВС-15 15 19 1ХРВС-15 725 236
РВС-20 20 25 1ХРВС-20 885 236
РВС-35 35 40,5 1ХРВ&35 1 210 236
РВС-110 НО 100 ЗХРВС-ЗЗ 3 050 275
РВС-150 150 138 зхрвс-зз+ +2ХРВС-15 4 546 1 535
РВС-220 220 200 6ХРВС-33 6 192 2 035
Таблица 33-4
Основные электрические характеристики вентильных разрядников
типа РВС (по ГОСТ 8934-58)
Номиналь- ное напря- жение раз- рядника, квдейств Наиболь- шее рабо- чее на- пряжение разряд- ника, кв Пробивное напряже- ние разрядника при промышленной частоте, л.'вдейств Импульсное пробивное напряжение разрядника (при пре др аз- рядном вре- мени от 1,5 до 20 мксек), *вмакс Остающееся напряжение разрядника при импульсном токе различной амплитуды с длиной фронта волны 10 мксек, квмакс (не более)
не менее не более амплитуда тока, ка
3 5 10
3 6 10 15 20 35 ПО 150 200 3,8 7,6 12,7 19 25 40,5 100 138 200 9 16 26 38 49 78 200 275 400 11 19 30,5 48 60,5 98 250 345 500 20 30 45 70 85 125 285 375 530 13,5 25 42 57 75 122 315 435 630 14,5 27 45 61 80 130 335 465 670 16 30 50 67 88 143 367 510 734
щихся машин типа РВВМ на на-
пряжения 3, 6 и 10 кв. Отличитель-
ной особенностью этих разрядников
является наличие наряду с шунти-
Таблица 33-5
Основные электрические
характеристики вентильных
разрядников типа РВВМ для защиты
вращающихся машин
Пробивное напряже-
ние разрядника
3
6
10
3,8
7,6
12,8
7,5
15
24
12
23
38
12
23
38
ровкой активными сопротивлениями
емкостной шунтировки части искро-
вых промежутков (рис. 33-13). Эта
шунтировка, усиливая неравномер-
ность распределения напряжения по
промежуткам, приводит к снижению
импульсного пробивного напряже-
ния разрядника. Остающееся на-
пряжение разрядника снижается
путем подбора дисков рабочего со-
противления с лучшей нелиней-
ностью из серийной продукции.
Электрические характеристики раз-
рядников типа РВВМ приведены
в табл. 33-5.
Магнитно-вентильные
разрядники
Гашение сопровождающего тока
искровыми промежутками, показан-
ными на рис. 33-9, основано на
316
Грозозащитные разрядники
[Гл. 33
естественном восстановлении элек-
трической прочности промежутка
между холодными электродами.
При этом предельный сопровож-
дающий ток, который еще может
погасить разрядник, равен всего
80—100 Омаке- Если увеличить пре-
дельный сопровождающий ток, то
Рис. 33-13. Схема,
обеспечивающая сни-
жение коэффициента
импульса в разрядни-
ках РВВМ.
/ н 2 — шунтирующие
сопротивления; 3 — ди-
ски рабочего сопротив-
ления; 4 — шунтирую-
щая емкость; 5 и 6 —
искровые промежутки.
можно улучшйть защитные харак-
теристики разрядников: при увели-
ченном сопровождающем токе по-
требуется меньше дисков рабочего
сопротивления согласно (33-3) и
остающиеся напряжения разрядни-
ка снизятся. Однако увеличение
предельного сопровождающего тока
требует интенсификации процесса
гашения дуги в искровых проме-
жутках.
Такая интенсификация осущест-
влена в промежутках с вращающей-
ся дугой, которые были предложены
кафедрой электрических аппаратов
МЭИ и конструктивно разработаны
ВЭИ. Искровой промежуток с вра-
щающейся дугой (рис. 33-14) пред-
Рис. 33-14. Конструкция искрового проме-
жутка с вращающейся дугой.
/ — внутренний электрод; 2—внешний электрод;
3 — прессшпановая прокладка; 4 — миканитовая
прокладка; 5 — подсвечивающий электрод; 6 —
винт; 7 — пластмассовое кольцо; 8 — постоянный
магнит.
§ 33-3 ]
Вентильные разрядники
317
ставляет собой кольцевую щель
между двумя медными концентри-
чески расположенными электрода-
ми. Щель пронизывается магнит-
ным полем, создаваемым постоян-
ными магнитами. Активизация
искрового промежутка осущест-
вляется за счет ионизации в месте
контакта специальных электродов
с диэлектрической прокладкой.
Возникшая в результате пробоя
такого промежутка дуга под дей-
ствием магнитного поля начинает
с большой скоростью вращаться по
кольцевой щели, интенсивно охлаж-
даясь. При обрыве дуги в таком
промежутке восстанавливающаяся
прочность нарастает значительно
быстрее, чем в обычном промежут-
ке с неподвижной дугой. В резуль-
тате в искровом промежутке с вра-
щающейся дугой могут гаситься
значительно большие сопровождаю-
щие токи.
Искровые промежутки с вра-
щающейся дугой были положены
в основу разработанных ВЭИ
в 1957—1958 гг. магнитно-вентиль-
ных разрядников типа РВМГ на на-
пряжения до 500 кв. Сопровождаю-
щий ток разрядников этого типа
принят равным 250 а при напряже-
нии гашения. Блок искровых про-
межутков состоит из четырех еди-
ничных промежутков и шунтируется
нелинейным сопротивлением. Рабо-
чие сопротивления разрядников вы-
полнены из вилитовых дисков. При-
менение дисков диаметром 150 мм
позволило вдвое увеличить пропуск-
ную способность по сравнению
с разрядниками типа РВС.
Пропускная способность при
прямоугольной волне тока длитель-
ностью 2 000 мксек составляет
400 а. Такой же порядок величины
и длительности имеют токи внутрен-
них перенапряжений в разрядниках
на напряжения до 220 кв. Следова-
тельно, магнитно-вентильные раз-
рядники на напряжения до 220 кв
способны ограничивать, кроме
атмосферных, также и подавляю-
щее большинство внутренних пере-
напряжений. При напряжениях 330
Рис. 33-15. Внешний вид разрядника
РВМГ-500.
и 500 кв необходимо повышение
пропускной способности разрядни-
ков для того, чтобы они могли огра-
ничивать внутренние перенапряже-
ния.
Магнитно-вентильный разрядник
на 500 кв (РВМГ-500) состоит из
12 стандартных элементов. Элемен-
ты располагаются по винтовой ли-
нии на трех опорных основаниях из
изоляторов КО-400. Разрядник
снабжен экранирующим кольцом
для выравнивания распределения
напряжения при импульсных воз-
действиях. Разрядники РВМГ-500
(рис. 33-15) установлены у авто-
трансформаторов на электропереда-
че Волжская ГЭС имени XXII съез-
да КПСС — Москва и на других
линиях электропередачи 500 кв.
Электрические характеристики
318
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
Основные электрические характеристики
магнитно-вентильных разрядников
Таблица 33-6
Номиналь- ное напря- жение раз- рядника. Наиболь- шее рабо- чее на- пряжение разряд- Пробивное напряже- ние разрядника при 50 гц, квдеПств Импульсное пробивное напряжение разрядника при пре др аз- рядном време- Остающееся напряжение разрядника при импульсном токе с длиной фронта волны 10 мксек со следующей амплитудой
3 ка 5 ка 10 ка
кв действ ника. не не ни от 2 до 20 мксек.
^действ менее более
3 3,8 7,5 9,5 9 9 9,5 11
6 7,6 15 18 17 17 18 20
10 12,7 25 30 28 58 30 33
20 25 42 51 65 60 65 72
35 40,5 70 83 105 97 105 116
НО 100 170 195 265 245 265 295
150 138 235 270 370 340 370 410
220 200 340 390 515 475 515 570
330 295 485 560 740 680 740 820
500 420 660 760 1 130 970 1 060 1 170
выпускаемых, а также намечаемых
к выпуску разрядников типа РВМГ
согласно проекту ГОСТ приведены
в табл. 33-6.
Магнитно-вентильные разрядни-
ки серии РВМ на 3, 6 и 10 кв реко-
мендованы ГОСТ 8934-58 для защи-
ты вращающихся машин. Примене-
ние их в схемах защиты существен-
но облегчает защиту вращающих-
ся машин от перенапряжений
(см. гл. 36).
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ЧЕТВЕРТАЯ
ГРОЗОЗАЩИТА ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
34-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
АТМОСФЕРНЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
НА ЛИНИЯХ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
Линии электропередачи являют-
ся самыми протяженными элемен-
тами электрических систем, поэтому
они наиболее часто подвергаются
воздействию атмосферных перена-
пряжений. Образовавшись на ли-
нии, перенапряжения могут не толь-
ко привести к перекрытию линей-
ной изоляции, но в виде блуждаю-
щих волн доходят до подстанций и
являются одной из возможных при-
чин повреждения изоляции подстан-
ций. Поэтому мероприятия по гро-
зозащите линий должны разраба-
тываться с учетом того, какое влия-
ние они окажут на условия работы
подстанционной изоляции. С этой
точки зрения наибольшее внимание
следует, очевидно, уделять грозоза-
щите участков линии, непосред-
ственно прилегающих к подстан-
циям, так называемых подходов.
Атмосферные перенапряжения
на линиях электропередачи возни-
кают как при непосредственных по-
ражениях линии грозовыми разря-
дами (перенапряжения прямого
удара молнии), так и при разрядах
молнии в землю в окрестности ли-
нии (индуктированные перенапря-
жения). Поскольку в первом случае
в линии выделяется вся энергия
разряда молнии, а во втором случае
только ее часть, можно заранее
утверждать, что перенапряжения
прямого удара представляют наи-
большую опасность для изоляции
линии.
В настоящее время невозможно
с помощью экономически приемле-
мых средств создать абсолютно гро-
зоупорные линии электропередачи,
которые бы никогда не отключа-
§ 34-1]
Общая характеристика атмосферных перенапряжений на ЛЭП
319
лись под действием атмосферных
перенапряжений. Поэтому основной
задачей грозозащиты линий являет-
ся не полное устранение, а лишь
уменьшение до разумного предела
числа грозовых отключений линии.
В связи с этим при анализе атмо-
сферных перенапряжений наиболь-
ший интерес представляет не уста-
новление абсолютного максимума
возможного напряжения на изоля-
ции линии, а определение чисЛа
случаев в год, когда это напряже-
ние превысит импульсную прочность
линейной изоляции. Очевидно, что
число таких перенапряжений в пер-
вую очередь определяется общим
количеством разрядов молнии, еже-
годно поражающих линию электро-
передачи (для перенапряжений пря-
мого удара) или происходящих
в землю в окрестности линии (для
индуктированных перенапряжений).
Из гл. 31 следует, что линия
электропередачи, имеющая среднюю
высоту подвеса верхнего провода
или троса h, принимает на себя раз-
ряды молнии с участка земной по-
верхности шириной порядка 6 h и
длиной, равной длине линии. С дру-
гой стороны, в гл. 22 указывалось,
что в течение одного грозового дня
в 1 км2 земной поверхности в сред-
нем происходит 0,1—0,15 разрядов
молнии. Учитывая эти данные,
обычно принимают, что общее число
разрядов молнии в линию электро-
передачи длиной L равно:
дгуд = (0,6 — 0,9)/г.10-3Мд, (34-1)
где пд — число грозовых дней в году.
В Руководящих указаниях по за-
щите от перенапряжений, изданных
в 1954 г., рекомендовалось прини-
мать верхнее значение коэффициен-
та в (34-1). По всей вероятности,
эта величина несколько завышена,
однако мы будем ею пользоваться
в дальнейшем, имея в виду, что она
дает верхний предел возможного
числа поражений линии электро-
передачи.
Разряды молнии в линию могут
иметь различную интенсивность, ко-
торая в первую очередь опреде-
ляется амплитудой тока молнии /м
и скоростью его нарастания во вре-
мени (крутизной а). Напряжение на
изоляции линии электропередачи,
как будет видно из дальнейшего, за-
висит от обоих важных параметров
разряда молнии (7М и а), однако
в некоторых случаях определяющее
значение может иметь только один
из них. Перекрытие изоляции линии
при прямом ударе молнии будет
происходить при таких сочетаниях
амплитуды и крутизны тока молнии,
при которых на изоляции линии
возникает напряжение, превышаю-
щее ее импульсную прочность. Так
как не все разряды молнии удовле-
творяют этому условию, перекрытие
изоляции линии происходит не при
всех разрядах молнии. Обозначив
вероятность перекрытия изоляции
при ударе молнии t?nep, получим
общее число перекрытий изоляции
в год:
^пер = 0,9/гМдцпер 10-3. (34-2)
Было бы неверным предпола-
гать, что число грозовых отключе-
ний линии в год должно быть обя-
зательно равно числу импульсных
перекрытий ее изоляции. Действи-
тельно, время действия релейной
защиты не меньше 1 полупериода
промышленной частоты, т. е.
0,01 сек. Время существования
перенапряжения на изоляции линии
имеет величину около 100 мксек.
Поэтому импульсное перекрытие са-
мо по себе не может вызвать отклю-
чения линии, которое произойдет
только в том случае, если импульс-
ная искра перейдет в дуговой раз-
ряд, поддерживаемый рабочим на-
пряжением сети.
Вероятность перехода импульс-
ного перекрытия в силовую дугу за
висит от ряда факторов, в том
числе и от мощности источника.
Однако наибольшее значение имеет
напряженность поля, создаваемая
рабочим напряжением в канале
импульсного разряда. Чем выше эта
напряженность, тем лучше условия
поддержания проводимости канала
и перехода разряда в дуговую ста-
320
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
Таблица 34-1
Вероятность перехода импульсного перекрытия в силовую дугу
^раб . С раб 1 действ*^' *пе р 50 30 20 10
т) (отн. единиц) 0,6 0,45 0,25 0,1
дню. Если градиент рабочего напря-
жения вдоль пути перекрытия ока-
жется недостаточным, силовая дуга
может вообще не возникнуть и, сле-
довательно, отключение линии не
произойдет.
Вопрос о вероятности перехода
импульсного перекрытия в силовую
дугу неоднократно изучался экспе-
риментально в Советском Союзе и
за границей. Наиболее обширные
исследования были произведены во
ВНИИЭ, результаты этих исследо-
ваний позволили в последней редак-
ции Руководящих указаний по
защите от перенапряжений устано-
вить зависимость вероятности пере-
хода импульсного перекрытия в си-
ловую дугу т] от градиента рабоче-
го напряжения вдоль пути перекры-
тия, которая приведена в табл. 34-1.
Так как величина т] определяет
долю всех перекрытий изоляции,
приводящих к отключению, общее
число грозовых отключений линии
в год равно:
^откл —o,9/i- 10-3LnHynepTj. (34-3)
Для сравнения грозоупорности
линий электропередачи различной
длины, расположенных в районах
с различной интенсивностью грозо-
вой деятельности, обычно опреде-
ляется так называемое удельное
число отключений, т. е. число отклю-
чений линии длиной /=100 км, про-
ходящей в районе с числом грозо-
вых дней Ид=20. Удельное число
отключений
п = 1,8/голер1]. (34-4)
Из (34-4) следует, что возможны
два принципиально различных ме-
тода грозозащиты линий, связанных
с уменьшением оПеР или тр Умень-
шение вероятности перекрытия изо-
ляции достигается главным образом
путем подвески на линии тросовых
молниеотводов, которое предотвра-
щают непосредственные поражения
проводов. При разрядах молнии
в тросы перекрытия изоляции ли-
нии могут происходить только при
весьма интенсивных разрядах мол-
нии, вероятность которых невелика,
благодаря чему число перекрытий
изоляции в год резко уменьшается.
Уменьшение вероятности перехода
импульсного перекрытия в силовую
дугу достигается путем увеличения
пути перекрытия, главным образом
благодаря применению деревянных
опор. На линиях с деревянными
опорами градиент рабочего напря-
жения ЕРаб имеет величину порядка
0,1—0,2 кв)м, благодаря чему толь-
ко 10—20% всех перекрытий изоля-
ции приводит к отключению линии.
34-2. ИНДУКТИРОВАННЫЕ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ НА ЛИНИЯХ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
При разрядах молнии в землю
в окрестности линии в проводах возникает
переходный процесс, вызванный электро-
магнитным полем канала молнии. В ре-
зультате этого не только создается напря-
жение на изоляции линии за счет электро-
магнитного влияния этого поля, но и обра-
зуются блуждающие волны, распростра-
няющиеся в обе стороны от места удара.
Переходный процесс в линии может
начаться только под действием силы, за-
ставляющей заряды перемещаться вдоль
проводов, т. е. под действием составляю-
щей вектора напряженности электрическо-
го поля, направленной вдоль трассы линии.
Так как вектор магнитной составляющей
напряженности электрического поля на-
правлен вертикально вверх (см. гл. 29), он
не может вызывать переходного процесса
в линии, который, следовательно, связан
только с внешним электрическим полем.
Если линия электропередачи направ-
лена параллельно оси х прямоугольной си-
стемы координат, начало которой распо-
ложено в месте соприкосновения канала
молнии с землей, как показано на рис. 34-1,
то переходный процесс в линии опреде-
§ 34-2 ] Индуктированные перенапряжения на линиях электропередачи
321
ляется телеграфным уравнением * с правой
частью
д2иэ I д2иа дЕах
дх2 с2 dt2 дх ’
в котором Еах представляет собой проек-
цию на ось х вектора электрической со-
ставляющей напряженности электрического
поля, а иэ есть напряжение относительно
земли, создаваемое собственными заряда-
ми линии, перемещающимися под дей-
ствием внешней силы в виде бегущих волн.
Результирующее напряжение какой-ли-
бо точки линии относительно земли
Ии(х, t) определяется суммой напряжений,
создаваемых внешним полем и собствен-
ными зарядами провода,
«и (х, t)=<f (X, I) + Иэ (X, I) +
+J EVK (х, t) dl. (34-6)
В этом выражении <р(х, I) представ-
ляет собой скалярный потенциал внешнего
поля в интересующей нас точке линии
в момент времени t. Следовательно, сумма
двух первых членов определяется внешним
электрическим полем и в дальнейшем мы
будем ее называть электрической состав-
ляющей индуктированного напряжения.
Третий член выражения (34-6), кото-
рый определяется внешним магнитным по-
лем, мы будем называть магнитной состав-
ляющей индуктированного напряжения.
Так как магнитное поле является вихре-
вым, напряжение, индуктируемое этим по-
лем, зависит от пути интегрирования. По-
этому напряжения между одними и теми
же точками, измеренные по различным пу-
тям, могут очень сильно отличаться друг
от друга. Это обстоятельство следует всег-
да иметь в виду.
Таким образом, индуктированное на-
пряжение на линии электропередачи мо-
жет быть представлено в виде суммы двух
составляющих:
«И (X, t) = u,..s (х, t) + ии.м (х, 0. (34-7)
где
Ии.э (х, t) = <f (х, I) J- иа (х, Z); (34-8)
Ии.м (х, t) = j EUK (x, t) dl. (34-9)
He вдаваясь в подробности расчета
индуктированного напряжения, которые
выходят за рамки общего курса, укажем,
что амплитуда напряжения на изоляции
линии в точке, ближайшей к месту удара
молнии, может определяться по формуле
60/м/г
Т^и.макс — » (34-10)
где h — средняя высота подвески прово-
да. м;
b— расстояние от линии до места удара
молнии, м;
k0 — коэффициент, зависящий от ско-
рости обратного разряда (рис. 34-2).
* Это уравнение было впервые полу-
чено А. И. Долгиновым.
Рис. 34-1. К расчету индуктированных пе-
ренапряжений при ударе молнии в землю.
Графики изменения во времени напря-
жения на линии в точке, ближайшей
к месту удара молнии, показаны на
рис. 34-3, на котором раздельно отмечены
электрическая и магнитная составляю-
щие.
При возрастании скорости обратного
разряда магнитная составляющая растет,
так как увеличивается скорость изменения
магнитного поля во времени. Электрическая
составляющая, напротив, несколько умень-
шается, так как при неизменном токе
/м=оо возрастание скорости связано
с уменьшением а и ослаблением электри-
ческого поля. Результирующее индуктиро-
ванное напряжение, как следует из графи-
ка рис. 34-2, с увеличением скорости
обратного разряда возрастает. Так как
Рис. 34-2. Зависимость коэффициента в фор-
муле (34-10) от скорости обратного разряда
21—314
Рис. 34-3. Индуктированное напряжение в
точке, ближайшей к месту удара, при раз-
личных скоростях обратного разряда
Но вероятность таких токов на основа-
Пунктир — магнитная состааляющая; сплошные
линии—суммарное напряжение.
большинство обратных разрядов имеет
скорость порядка 0,1—0,2 скорости света,
коэффициент /го мало отличается от 0,5 и
амплитуду индуктированного напряжения
приближенно можно оценивать по формуле
/м6
гги.м=30—, (34-11)
которая справедлива также и для точек
линии, удаленных от места удара.
Из (34-11) следует, что, например,
при ударе молнии с током /м = Ю0 ка на
расстоянии 6=50 м от линии напря-
жение на проводе, подвешенном на
высоте 6 = 10 м над поверхностью
земли, будет иметь величину порядка
600 кв. При увеличении высоты под-
веса провода и увеличении тока мол-
нии индуктированное напряжение
может быть еще больше. Формула
(34-11) справедлива только для про-
стейшего случая прямоугольной вол-
ны тока молнии. При конечной ско-
рости нарастания тока молнии на
фронте скорость изменения электро-
магнитного поля канала уменьшается,
что приводит к некоторому снижению
индуктированных перенапряжений.
Однако это снижение существенно
только при близких ударах, когда
6<trr,i,.
Основной интерес представляет
не установление предельно возмож-
ных величин индуктированных пере-
напряжений, а вероятность возникно-
вения перенапряжений с разными ам-
плитудами.
Для того чтобы найти вероят-
ность возникновения индуктированно-
нии (29-3) равна:
'м
vr = е 26J=e 780ft
и, следовательно, число ударов в полоску db,
приводящих к появлению напряжения U
hb
dN = 15пде 780 db.
Теперь, очевидно, необходимо учесть
удары, которые могут происходить во все
полоски земли по обе стороны линии, т. е.
проинтегрировать последнее равенство от
6м ин до оо:
СО ОО
W=2 j dN = 30na j е 780ft db.
^мии ^мин
Число случаев В еод на ЮОкм линии.
Рис. 34-4. Вероятность возникновения индуктиро-
ванных напряжений с различными амплитудами.
§ 34-3]
Прямой удар молнии в линию без тросов
323
Так как мы приняли ранее, что линия
передачи принимает на себя все удары
молнии с полосы земли шириной 6 h,
минимальное расстояние от места удара
в землю до линии должно быть принято
ЬМин = ЗЛ. В этом случае при ид = 20 инте-
грирование щает:
Ьи
4 700 ~
W = -rr- е 260 , (34-12)
и
гае Ua выражается в киловольтах.
На основании (34-12) на рис. 34-4 по-
строена кривая вероятности возниковения
индуктированных напряжений с различны-
ми амплитудами. Как видно, индуктиро-
ванные напряжения могут превышать
импульсную прочность изоляции линий
35 кв (П50,уо £^350 кв) 2—3 раза в год,
а импульсную прочность изоляции линий
НО кв (Uji-y ^700 кв) всего 3 раза
в 10 лет. Как мы увидим из дальнейших
разделов, вероятность перекрытия изоля-
ции при прямых ударах молнии может
быть значительно выше, поэтому индукти-
рованные напряжения могут иметь суще-
ственное значение лишь для линий низкого
напряжения (3—10 кв).
34-3. ПРЯМОЙ УДАР МОЛНИИ
В ЛИНИЮ БЕЗ ТРОСОВ
Выше уже указывалось, что
одним из возможных средств грозо-
защиты линий является применение
тросовых молниеотводов, прини-
мающих на себя подавляющее боль-
шинство всех разрядов молнии.
Однако, как будет видно из даль-
нейшего, применение тросов целесо-
образно далеко не на всех линиях,
поэтому в эксплуатации находится
большое количество линий, не
имеющих тросовой защиты.
В линиях без тросов основное
число разрядов молнии поражает
провода линии, разряды молнии не-
посредственно в опоры происходят
относительно редко и ими обычно
пренебрегают. При прямом ударе
в провод в месте удара оказывает-
ся включенным сопротивление, рав-
ное половине волнового сопротив-
ления провода гпр/2 (за счет парал-
лельного соединения волновых со-
противлений провода справа и сле-
ва от места удара молнии). Так как
волновое сопротивление проводов
воздушных линий лежит в пределах
400—500 ом, следует ожидать зна-
чительного снижения тока в месте
Рис. 34-5. Распределение токов
при ударе молнии в провод.
удара по сравнению с током мол-
нии (см. гл. 29). Если воспользо-
ваться упрощенным соотношением
/ = /м—— (см. § 29-1) и при-
2цр
нять приближенно гк=^-=200ож,
то можно прийти к выводу, что при
ударе молнии в провод ток в месте
удара будет равен т. е. прибли-
зительно в 2 раза меньше, чем ток
молнии, измеренный в хорошо зазем-
ленном объекте. Следовательно, по
проводу в каждую сторону от места
удара будет распространяться вол-
на с током /м/4 (рис. 34-5), которая
создаст на проводе напряжение
^пР = /^гпр~1007м, (34-13)
пропорциональное амплитуде тока
молнии. Для определения вероят-
ности перекрытия изоляции это на-
пряжение необходимо сравнить
с импульсной прочностью вдоль воз-
можного пути перекрытия линейной
изоляции. С этой точки зрения ли-
нии на металлических и деревянных
опорах сильно отличаются друг от
друга, поэтому рассмотрим их
отдельно.
а) Линии на металлических опорах
При ударе молнии в провод ли-
нии на металлических опорах все
напряжение провода прикладывает-
ся к гирлянде изоляторов, перекры-
тие которой произойдет при выпол-
нении неравенства
Дпр = Ю0/м>Дздо/,
21*
324
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
где — минимальное импульсное
разрядное напряжение гирлянды.
Этому условию соответствует ток
молнии
/м = /3 = ^, (34-14)
который обычно называется защит-
ным уровнем линии. Как видим,
в данном случае перекрытие изоля-
ции линии определяется только
«одним параметром разряда мол-
нии— амплитудой тока — и практи-
чески не зависит от крутизны. Так
как все разряды молнии с током
/>/3 приводят к перекрытию изо-
ляции линии, вероятность перекры-
тия изоляции t?nep равна вероят-
ности тока /3 и, следовательно, мо-
.жет определяться по кривой
;рис. 29-3 или формуле (29-3).
Например, для линии 110 кв при
ударе в провод, когда напряжение
на проводе в подавляющем боль-
шинстве случаев отрицательно,
в соответствии с табл. 11-1 Ubvy =
~645 кв, следовательно, /3 = 6,5/ш
ji упер = 0,8. Так как гирлянда изо-
ляторов НО кв имеет длину порядка
1,2 м, то градиент рабочего напря-
жения ^рас = 10—=53 кв[м
и вероятность перехода импульсно-
го перекрытия в силовую дугу на
основании табл. 34-1 т]~0,6. Удель-
ное число отключений линий ПО кв
на металлических опорах без тро-
сов при Лпр= 10 м за счет однофаз-
ных перекрытий изоляции, таким
образом, будет равно:
п = 1,8-10-0,8-0,6 = 8,6.
Такое число отключений в год
является, конечно, чрезмерно боль-
шим, поэтому линии ПО кв на ме-
таллических опорах без тросов
в районах со средней или большой
интенсивностью грозовой деятель-
ности не могут работать достаточ-
но надежно. То же самое можно
.сказать и о линиях более высокого
напряжения. Например, для линий
500 кв вероятность перекрытия изо-
ляции за счет большей величины ее
.импульсной прочности уменьшает-
ся приблизительно ДО НПер = 0,5, но
зато вероятность перехода импульс-
ного перекрытия в силовую дугу
возрастет до г)== 1,0, поэтому удель-
ное число отключений останется
весьма высоким, особенно, если
учесть, что линии более высокого
напряжения имеют и большую вы-
соту.
Совершенно другое положение
имеет место на линиях 35 кв, рабо-
тающих в системе с изолированной
нейтралью, особенно, если в ней
применяются дугогасящие аппара-
ты. В таких системах однофазные
перекрытия изоляции не приводят
к отключению линии, так как дуга
емкостного тока в подавляющем
числе случаев гасится с помощью
дугогасящей катушки и т]^0 неза-
висимо от величины £раб- Поэтому
грозовые отключения линий 35 кв
могут происходить только за счет
двухфазных или трехфазных пере-
крытий.
Рассмотрим возможность двух-
фазного перекрытия на линии с ме-
таллическими опорами (рис. 34-6).
В линиях с горизонтальным распо-
ложением проводов разряды мол-
нии происходят практически всегда
в крайний провод, как это показано
на рис. 34-6, а в линиях с верти-
кальным расположением прово-
дов— в верхний провод. Удар мол-
нии в провод даже для линий
Рис. 34-6. Двухфазное перекрытие при уда-
ре молнии в провод линии на металличе-
ских опорах.
§ 34-3]
Прямой удар молнии в линию без тросов
325
110 кв, а для линий 35 кв тем бо-
лее почти всегда приводит к пере-
крытию изоляции этого провода,
после чего ток молнии начинает сте-
кать в землю через стойки опоры и
ее заземлитель. Заземлитель опоры
может быть либо естественным, ког-
да для этой цели используется
фундамент опоры, либо искусствен-
ным, когда вблизи фундамента
в землю закладываются дополни-
тельные электроды. Для линий на-
пряжением НО кв и выше без тро-
сов (этот случай является редким,
так как линии высокого напряже-
ния рекомендуется защищать тро-
сами), в которых число отключений
определяется однофазными пере-
крытиями, величина импульсного
сопротивления заземления R прак-
тически не играет роли. Для линий
35 кв, как мы увидим, это сопротив-
ление имеет существенное значение.
Таким образом, после перекры-
тия изоляции пораженного провода
в путь тока вместо волнового со-
р
противления провода включает-
ся значительно меньшее сопротив-
ление R. Если разряд молнии про-
изошел в провод на небольшом
расстоянии от опоры, через зазем-
литель начинает проходить полный
ток молнии, как при ударе в хоро-
шо заземленные объекты, и тело
опоры приобретает потенциал, при-
близительно равный IMR. Это же
напряжение будет иметь и поражен-
ный провод, благодаря чему на со-
седнем проводе будет наводиться
напряжение kaIMR, где ka—коэф-
фициент связи между крайним и
средним проводами с учетом по-
правки на корону. Таким образом,
на изоляцию второго провода дей-
ствует напряжение /МД(1—/?д) и
перекрытие изоляции этого провода
произойдет, если
(34-15)
где ^5о%~ минимальное импульс-
ное напряжение перекрытия гир-
лянды при положительной поляр-
ности на проводе.
Например, если принять для ли-
ний 35 кв Й5О% = 350 кв, йд=0,3, то
при сопротивлении заземления
/?=10 ом, 1г=50 ка и t»nep=0,15. Так
как вероятность перехода для ли-
ний 35 кв t]=0,52, то удельное чис-
ло отключений линий 35 кв без
тросов, работающих в системе
с дугогасящими аппаратами (при
/?=10 м), будет равно:
п = 1,8-10-0,15-0,52= 1,4,
т. е. в несколько раз меньше, чем
линий ПО кв. Однако следует иметь
в виду, что число отключений линий
35 кв в очень сильной степени за-
висит от сопротивления заземления
опор. Так, например, при /? = 20 ом
удельное число отключений воз-
растет до п=3,6, т. е. более, чем
в 2 раза, а при уменьшении R до
5 ом, наоборот, уменьшится почти
в 7 раз. Поэтому на линиях 35 кв
на металлических опорах без тро-
сов целесообразно применять искус-
ственные заземлители для уменьше-
ния сопротивления заземления
опоры.
б) Линии на деревянных опорах
При ударе молнии в провод ли-
ний на деревянных опорах возможны
два показанные на рис. 34-7 пути
перекрытия, которые имеют мини-
мальные импульсные разрядные на-
пряжения соответственно Uf0% и С7^%.
Рис. 34-7. Прямой удар молнии в провод
линии на деревянных опорах.
326
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
По пути а приложено полное на-
пряжение провода, следовательно,
приводящий к перекрытию по этому
пути ток молнии
Па
га g50%
100 ’
По пути б приложена разность
напряжений между пораженным и
соседним проводом и
губ
<34-16)
Оба пути перекрытия представ-
ляют собой комбинацию воздушной
или фарфоровой изоляции с изоля-
цией дерева, прочность которой оце-
нить чрезвычайно трудно (см. гл. 11)
благодаря тому, что распределение
напряжения между двумя компо-
нентами изоляции сильно зависит
от состояния древесины. Величины
импульсной прочности, приведен-
ные в гл. 11, являются наименьши-
ми возможными и могут быть
использованы для определения на-
дежно выдерживаемых изоляцией
напряжений. Для сравнения вероят-
ностей перекрытия по путям а
и б необходимо пользоваться зна-
чениями средней электрической
прочности изоляции дерева. При
этом всегда получается 1а >•
»- гб
>/м, т. е. сначала происходит пере-
крытие изоляции между фазами, а за-
тем, если ток молнии достаточно ве-
лик, перекрытие изоляции на землю.
Кроме того, по пути а значительно
меньше вероятность перехода им-
пульсного перекрытия в силовую
дугу. Действительно, длина пути
1а= 10 м градиент рабочего напря-
жения для линий 110 кв равен £раб=
= ^-^==6,4 zce/jf и коэффициент tj
близок к нулю, во всяком случае он
значительно меньше 0,1. Длина пути
/б~6,5 лг, £раб =|^=17 кв\м. и
т)=0,2, т. е. в несколько раз больше.
Так как деревянные опоры без тро-
сов не имеют никаких заземлителей,
то после перекрытия деревянной
опоры на землю сопротивление
в цепи тока молнии остается высо-
ким и существенного снижения на-
пряжения не происходит. Поэтому
возможны случаи, когда перекры-
тие изоляции происходит по обоим
путям одновременно, но силовая
дуга возникает лишь между фаза-
ми, за счет чего и происходит
отключение линии.
Поэтому защитный уровень ли-
ний на деревянных опорах опреде-
ляют по (34-16). Например, если
для линии ПО кв (см. гл. 11) при-
нять = 1 690 кв и /гд=0,3, то
/3=24 ка, оПер=0,4 и удельное чис-
ло отключений
п = 1,8-10-0,4-0,2=1,4.
При этом следует иметь в виду,
что в качестве £750о/о принято мини-
мальное возможное значение напря-
жения, так что фактическое чис-
ло отключений будет несколько
меньше.
Из этого примера видно, что ли-
нии на деревянных опорах без тро-
сов имеют существенно большую
грозоупорность, чем линии на ме-
таллических опорах того же номи-
нального напряжения.
34-4. ПРЯМОЙ УДАР МОЛНИИ
В ЛИНИЮ С ТРОСАМИ
Тросы, подвешенные на линиях
электропередачи с соблюдением не-
обходимых углов защиты, прини-
мают на себя подавляющее боль-
шинство всех разрядов молнии.
Однако даже при наличии тросов
(см. гл. 31) сохраняется некоторая
вероятность непосредственного уда-
ра молнии в провод, которую мож-
но определить только на основании
анализа опыта эксплуатации боль-
шого числа линий. В последнее вре-
мя в различных странах мира все
более широкое распространение по-
лучают двухцепные линии на одно-
стоечных опорах, высота которых
для напряжения 400 кв достигает
40—45 м. Имеющийся, пока еще
относительно небольшой, опыт
эксплуатации таких линий позво-
ляет предположить, что вероятность
§ 34 4]
Прямой удар молнии в линию с тросами
327
попадания молнии в провод мимо
троса с увеличением высоты линии
существенно возрастает. Обработка
имеющихся данных, выполненная
ЛПИ, позволила предложить эмпи-
рическую формулу, с помощью ко-
торой определяется вероятность
прорыва молнии через тросовую за-
щиту va в зависимости от защит-
ного угла а и высоты опоры hou:
lgA = “-^-4- (34-17)
Хотя эта формула требует даль-
нейшей экспериментальной проверки,
она наглядно показывает резкое уве-
личение вероятности прямого пора-
жения провода при увеличении за-
щитного угла. Например, при а=20°
и /гоп = 25 м вероятность прорыва
v =0,00125, а при а = 35° о =0,009,
т. е. увеличивается более чем в 7 раз.
При высоте опоры /гоп = 36 м и тех
же защитных углах вероятность про-
рыва увеличивается приблизительно
до 0,0021 и 0,021, т.е. почти в 2 раза.
Но даже если не учитывать воз-
можность прорыва молнии через
тросовую защиту, подвеска тросов
не обеспечивает абсолютной грозо-
упорности линий электропередачи,
так как при очень интенсивном раз-
ряде молнии в трос на изоляции ли-
нии может возникнуть напряжение,
превышающее ее импульсную проч-
ность. При этом следует различать
удары молнии в трос в непосред-
ственной близости от опоры, когда
изоляция линии попадает в зону
сильного электромагнитного поля
канала молнии и через опору про-
ходит весь ток молнии, и удары мол-
нии в трос вблизи середины проле-
та, когда влияние электромагнит-
ного поля оказывается пренебрежи-
мо малым, а ток молнии делится
приблизительно поровну между
двумя соседними опорами.
а) Удар молнии в трос
вблизи опоры
Для простоты рассмотрим слу-
чай поражения молнией вершины
опоры с тросами (рис. 34-8). В ме-
Рис. 34-8. Прямой удар молнии в опору
линии с тросами.
сте удара ток молнии разветвляется,
причем большая его часть стекает
в землю через заземлитель пора-
женной опоры, а меньшая часть
проходит по тросам, направляясь
к заземлителям соседних опор. При
этом на изоляции линии возникают
следующие составляющие напряже-
ния.
1. Падение напряжения на за-
землителе пораженной опоры, вы-
званное прохождением через него
тока опоры 10п<1м, которое равно
где R — импульсное сопротив-
ление заземления.
2. Магнитная составляющая ин-
дуктированного напряжения, физи-
ческая природа которой точно та-
кая же, как и при ударе молнии
в землю. В данном случае индукти-
рованное магнитным полем напря-
жение удобно представить в виде
суммы двух напряжений, наведен-
ных соответственно током в опоре
ion и током в канале молнии iM
«и.м = Ьоп^+^пР(/)^. (34-18)
В (34-18) постоянный коэффи-
циент может быть назван ин-
дуктивностью опоры на участке от
поверхности земли до уровня под-
вески провода, а функция Л4П₽ (t) —
взаимной индуктивностью между
каналом молнии и петлей провод —
земля. Последняя величина являет-
ся функцией времени, так как по
мере развития обратного разряда
328
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
длина канала молнии постепенно
увеличивается.
3. Электрическая составляющая
индуктированного напряжения, со-
здаваемая электрическим полем ка-
нала молнии, которая полностью
аналогична соответствующей состав-
ляющей при ударе молнии в землю.
4. Напряжение, наведенное на
проводе распространяющимися по
тросу волнами. Если потенциал тро-
са равен 17тр, то эта составляющая
напряжения равна kUTp, где k — ко-
эффициент связи между проводом
и тросом (или тросами). Так как
в процессе распространения волны
по тросу происходят многократные
отражения волн от соседних опор,
которые уменьшают потенциал тро-
са, эти отраженные волны могут
временно прекратить коронирование
тросов. В связи с этим коэффициент
связи во время этого процесса при-
обретает разные значения и в мо-
мент прекращения короны равен
геометрическому. Поэтому в данном
случае для осторожности коэффи-
циент связи следует принимать без
поправки на корону.
Первые три составляющие на-
пряжения на изоляции имеют оди-
наковый знак и при отрицательной
цепной линии с двумя тросами и отдельные
составляющие этого напряжения.
Сопротивление заземления опоры R—10 ом.
Рис. 34-10. Напряжение на изоляции двух-
цепной линии с одним тросом и отдельные
составляющие этого напряжения.
Сопротивление заземления опоры R = 5 ом.
полярности разряда молнии приво-
дят к тому, что провод относительно
тела опоры приобретает положи-
тельное напряжение. Последняя со-
ставляющая имеет обратный знак
и, следовательно, приводит к умень-
шению результирующего напряже-
ния на изоляции.
В соответствии со сказанным
выше при косоугольной волнё
iM=at напряжение на изоляции по-
раженной опоры
Киз(0 = « + С^+
+ (0 + L/„.a (0 - WTp (t).
(34-19)
Для того чтобы дать количе-
ственное представление об удель-
ном весе отдельных составляющих
(34-19), на рис. 34-9 и 34-10 показа-
но расчетное значение напряжения
на изоляции двух различных линий
электропередачи.
§ 34-4]
Прямой удар молнии в линию с тросами
329
Линия, показанная на рис. 34-9,
имеет два троса и небольшую высо-
ту опоры. Поэтому и магнитная и
электрическая составляющие индук-
тированного напряжения имеют
относительно небольшую величину,
так что основную роль играет паде-
ние напряжения на сопротивлении
заземления опоры.
Линия, показанная на рис. 34-10,
напротив, снабжена только одним
тросом и имеет очень высокие опо-
ры. Вследствие этого индуктирован-
ные электромагнитным полем на-
пряжения £7и.э и UKM выдвигаются
на первый план и в значительной
мере определяют напряжение на
изоляции. Вследствие наличия одно-
го троса значительно меньшее влия-
ние, чем в предыдущем случае,
имеет и составляющая kUTp.
Построенные на рис. 34-9 и 34-10
графики справедливы только в те-
чение фронта молнии, когда ток
изменяется по закону iM = at. После
окончания фронта индуктированное
напряжение резко падает, так что
результирующее напряжение на
изоляции имеет вид, показанный на
рис. 34-11. Учитывая форму вольт-
секундной характеристики изоляции
линии, можно считать перекрытие
изоляции после конца фронта мало-
вероятным. Время разряда на фрон-
те tv определяется пересечением
кривой напряжения на изоляции
линии с ее вольт-секундной ха-
рактеристикой, как показано на
рис. 34-11.
Рис. 34-11. Напряжение иа изоляции линии
при различных длинах фронта тока молнии
Тф2>тф1 (2 и /).
Кривая 3 представляет собой вольт-секунд-
ную характеристику изоляции линии.
Рис. 34-12. Кривые опасных параметров ли-
нии с тросами.
а — малое сопротивление заземления опоры;
б — большое сопротивление заземления опоры.
Если кривая напряжения на изо-
ляции построена при определенной
крутизне тока молнии а=ах, то тем
самым определяется опасная ампли-
туда тока молнии = Совер-
шенно очевидно, что все разряды
молнии, имеющие крутизну а з ах
и одновременно амплитуду тока
будут приводить к пере-
крытию изоляции линии. Произведя
аналогичное построение для другой
крутизны а2, можно получить соот-
ветствующее значение опасной
амплитуды /М2=О2^р2- В результате
может быть построена так называе-
мая «кривая опасных параметров»,
которая ограничивает область опас-
ных сочетаний крутизны и амплиту-
ды тока молнии (рис. 34-12). Все
разряды молнии, имеющие крутизну
и амплитуду тока, находящиеся
в пределах заштрихованной части
плоскости (а, /м), приводят к пере-
крытию изоляции линии.
1 Таким образом, при ударе мол-
нии в опору линии с тросами пере-
крытие изоляции линии определяет-
ся как амплитудой, так и крутиз-
ной тока молнии и для определе-
1ния Упер необходимо знать вероят-
ность сочетания этих двух пара-
метров. На основании имеющихся
данных (см. гл. 29) эта вероятность
не может быть установлена доста-
точно надежно, что значительно за-
330
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
трудняет использование кривых
опасных параметров для определе-
ния удельного числа отключений
линий с тросами.
Благодаря этому, а также в си-
лу сложности теоретического расче-
та кривой опасных параметров для
определения удельного числа отклю-
чений линий с тросами целесообраз-
но воспользоваться приближенным
методом. В качестве временного
предложения можно рекомендовать
для линий с тросами, так же как и
для линий без тросов, ввести поня-
тие защитного уровня, которое,
однако, в данном случае будет но-
сить условный характер, так как не
учитывает существенного влияния
крутизны тока молнии.
Из рис. 34-9 и 34-10 следует, что
даже при малой высоте опор индук-
тированные напряжения в сумме
превышают отрицательное напря-
жение, наводимое током в тросе.
Таким образом, напряжение на изо-
ляции всегда больше падения на-
пряжения в сопротивлении заземле-
ния опоры ionR и даже больше ве-
личины iMR. Иными словами, нали-
чие индуктированных напряжений
как бы приводит к фиктивному уйе-
личению сопротивления опоры, у ко-
торой последовательно с R вклю-
чается некоторое дополнительное
сопротивление, приблизительно про-
порциональное высоте опоры. По-
этому для весьма ориентировочной
оценки защитного уровня линии
с тросами при ударе молнии в опо-
ру можно пользоваться формулой
' ~ ^50%
3 R + 8лоп
(34-20)
где t/5QO/ — минимальное импульсное
разрядное напряжение фа-
зовой изоляции линии, кв',
R — импульсное сопротивле-
ние заземления опоры, ом\
/гоп — высота опоры, м\
8 — коэффициент, который
определяется на основа-
нии сравнения с резуль-
татами расчета по более
точному методу. В пер-,
вом приближении можно'
принять 0 = 0,15 для ли-
ний с двумя тросами и
8 = 0,30 для линий с од-
ним тросом.
Зависимость коэффициента б от
числа тросов является вполне зако-
номерной. Во-первых, при наличии
двух тросов увеличивается коэффи-
циент связи между тросами и про-
водом k и поэтому увеличивается
напряжение At7Tp, .наводимое током
в тросе, которое уменьшает напря-
жение на изоляции. Во-вторых, при
двух тросах уменьшаются их экви-
валентное волновое сопротивление
и индуктивность. Благодаря этому
увеличивается ток в тросах и, сле-
довательно, уменьшается ток в по-
раженной опоре, что также умень-
шает напряжение на изоляции.
После определения по (34-20)
защитного уровня линии с тросами
при ударе в опору вероятность
перекрытия изоляции определяется
обычным способом с помощью
(29-3). Ориентировочно можно счи-
тать, что при этом гарантируется
точность определения ипер порядка
25—30 %, за исключением линий
с очень малой вероятностью пере-
крытия, где ошибка может быть
больше.
б) Удар молнии
в середину пролета
При ударе молнии в трос в месте
удара оказывается включенным по-
ловина волнового сопротивления
троса zTp/2 и в первые моменты вре-
мени после удара напряжение на
тросе может определяться по фор-
муле, аналогичной (34-13),
йтр = ^гтр = 100/м(0, (34-21)
так как волновое сопротивление
троса имеет тот же порядок величи-
ны, что и волновое сопротивление
провода.
Однако в отличие от проводов
тросы заземлены на каждой опоре,
причем обычно сопротивление за-
земления опоры R значительно
меньше волнового сопротивления
троса (R < zTp). Поэтому волна на-
§ 34-4]
Прямой удар молнии, в линию с тросами
331
Рис. 34-13. Схема замещения для случая
удара молнии в середину пролета.
пряжения на тросе, дойдя до бли-
жайшей опоры, отразится практи-
чески как от короткозамкнутого кон-
ца, т. е. с коэффициентом отраже-
ния р = — 1. Если принять для про-
стоты, что разряд молнии произо-
шел точно в середину пролета, то
отраженные от соседних опор волны
вернутся в точку удара одновремен-
но, и напряжение в месте удара мо-
жет приближенно определяться по
схеме рис. 34-13, в которой волно-
вое сопротивление канала молнии
может быть принято приблизитель-
но равным zK=-^p-. В этом случае
в месте удара не будет происходить
никаких отражений волн и при ко-
соугольно.й волне тока молнии на-
пряжение на тросе будет изменять-
ся во времени так, как показано на
рис. 34-14, из которого следует, что
максимальное напряжение на тросе
равно:
{/тр.макс=-^гТр-^, (34-22)
т. е. оно зависит только от крутиз-
ны тока молнии и не зависит от его
амплитуды.
Под действием волны, двигаю-
щейся по тросу, наводится опреде-
ленное напряжение и на проводе
ППр —
где йд — коэффициент связи между
проводом и тросом в середине про-
лета с учетом поправки на корону.
Если принять в среднем волно-
вое сопротивление троса zTp=400 ом
и скорость распространения волны
t' = 300 м/мксек, то результирующее
напряжение на воздушной изоля-
ции между проводом и тросом бу-
дет равно:
<34-23)
т. е. оно определяется крутизной
тока молнии и не зависит от его
амплитуды.
Разрядное напряжение воздуш-
ного промежутка между проводом
и тросом при тех временах, с кото-
рыми обычно приходится иметь де-
ло (порядка длины фронта тока
молнии), имеет величину, близкую
к 750 s, кв, где s — расстояние меж-
ду проводом и тросом в метрах.
Таким образом, крутизна волны
тока молнии, при которой происхо-
дит перекрытие изоляции, может
быть определена из выражения
2 250s
a^(\-kR)l
(34-24)
Зная крутизну тока, при которой
перекрывается изоляция линии,
с помощью кривой рис. 29-5 нетруд-
но определить и вероятность пере-
крытия изоляции в середине про-
лета.
Если, например, принять для ко-
эффициента связи среднюю величи-
ну порядка 0,25 и в первом прибли-
жении считать его не зависящим от
расстояния s, то на основании
(34-24) и кривой рис. 29-5 можно
построить зависимость вероятности
перекрытия изоляции от расстояния
между тросом и проводом, при раз-
личных значениях длины пролета,
Рис. 34-14. Напряжение в середине пролета
при ударе молнии.
332
Грозозащита линий электропередачи
[ Гл. 34
Рис. 34-15. Вероятность перекрытия изоля-
ции между проводом и тросом при ударе
молнии в середину пролета.
которые приведены на рис. 34-15.
На этом рисунке отмечены расстоя-
ния, при которых вероятность пере-
крытия изоляции составляет 0,3%,
т. е. пренебрежимо мала. В практи-
ке эксплуатации обычно стараются
выдерживать именно эти расстоя-
ния, тем более, что они необходимы
и с точки зрения пляски проводов и
тросов. Поэтому случаи перекрытия
изоляции в пролете являются край-
не редкими. Отключение же линий
за счет таких перекрытий происхо-
дит еще более редко вследствие ма-
лой вероятности перехода импульс-
ного перекрытия в устойчивую си-
ловую дугу. Например, для линии
220 кв при s = 8 м градиент рабоче-
го напряжения вдоль пути перекры-
„ 220
тия
= 16 кв/м, так что на
основании табл. 34-1 вероятность
т] = 0,2. Если при этом высота линии
равна 25 м, а длина пролета 350 м,
то удельное число отключений та-
кой линии за счет перекрытий в про-
лете составит всего 0,015. При дли-
не же пролета 300 м оно будет еще
в 5 раз меньше.
До сих пор, анализируя удар
молнии в середину пролета, мы учи-
тывали только вероятность перекры-
тия изоляции в месте удара, где на-
пряжение оказывается наибольшим.
Вместе с тем при ударе в пролет
принципиально возможно также пе-
рекрытие изоляции на опорах, где
прочность изоляции значительно
ниже, чем в середине пролета. Од-
нако в большинстве случаев с веро-
ятностью таких перекрытий можно
не считаться. Действительно, при
ударе молнии непосредственно в
опору через нее проходит практи-
чески весь ток молнии и изоляция
подвержена действию сильного элек-
тромагнитного поля канала мол-
нии. При ударе же в пролет ток
молнии делится приблизительно по-
ровну между двумя соседними опо-
рами и, кроме того, канал молнии
оказывается удаленным на большое
расстояние от изоляции. Поэтому
число перекрытий гирлянды изоля-
торов при ударе в опору несравнен-
но больше, чем при ударах в проле-
те, которые, таким образом, без
большой погрешности могут не учи-
тываться. Исключение могут соста-
вить лишь линии с очень большими
сопротивлениями заземления, для
которых приходится учитывать все
случаи поражения линии.
в) Расчет удельного числа
отключений линий с тросами
Если приближенно принять, что
50% всех ударов молнии в линию
можно рассматривать как удары
в опору и 50% как удары в середину
пролета, то суммарное удельное чис-
ло отключений линии можно опреде-_
лять по формуле
«=0,18/2 (О.бОпер^, + 0,5t)nep2Tj2 +
+ ^пеРзт11)*, (34-25)
где h — средняя высота подвеса тро-
сов, м\
Гпе₽1 — вероятность перекрытия изо-
ляции при ударе в опору,
определяемая приближенно
по (34-20) и по (29-3);
* Строго говоря, два первых члена
этой формулы следовало бы умножить на
(1 — о„). так как удары, попавшие непо-
средственно в провод, уже не поражают
тросов. Однако нет необходимости это де-
лать, так как va <1.
§ 34-5]
Рекомендуемые способы грозозащиты линий
333
Hi — вероятность перехода им-
пульсного перекрытия в си-
ловую дугу при перекрытии
' на опоре;
цпер2 — вероятность перекрытия изо-
ляции трос—провод при уда-
ре в пролете [определяется
по (34-24) и кривой рис. 29-5];
т|2 — вероятность перехода им-
пульсного перекрытия в про-
лете в силовую дугу;
va — вероятность прорыва молнии
через тросовую защиту по
(34-17);
^пер3 — вероятность перекрытия изо-
ляции при прямом ударе
молнии в провод (34-14)
и (29-3).
34-5. РЕКОМЕНДУЕМЫЕ СПОСОБЫ
. ГРОЗОЗАЩИТЫ ЛИНИЙ
•РАЗЛИЧНОГО НОМИНАЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
1. Линии напряжением 220 кв и
выше в подавляющем большинстве
случаев сооружаются на металличе-
ских опорах и должны защищаться
тросами по всей длине. На одно-
цепных опорах портального типа
или типа «рюмка» подвешиваются
два троса, благодаря чему защит-
ные углы без всякого труда могут
быть снижены до 20—25°. Такие ли-
нии при сопротивлении заземления
IOojm имеют удельное число отклю-
чений порядка 0,06. Уменьшение со-
противления заземления опор до
5 ом позволяет снизить удельное
число отключений приблизительно
в 1,5 раза.
В последнее время широкое рас-
пространение стали получать двух-
цепные линии на высоких опорах
(40—45 л), снабженные одним тро-
сом, обеспечивающим защитный
угол порядка 30—32°. Вследствие
значительно большей высоты эти
линии обладают гораздо более низ-
кой грозоупорностью. Например,
линия 220 кв на двухцепных опорах
имеет удельное число отключений
1,0—1,2 при сопротивлении зазем-
ления опоры R— 10 ом, которое сни-
жается всего на 30—40% приумень-
шении сопротивления до 5 ом.
Поскольку линии сверхвысокого
напряжения всегда оборудуются
устройствами АПВ, двухцепные ли-
нии также могут работать достаточ-
но надежно, однако при этом суще-
ственно возрастают требования к
выключателям, которые будут еже-
годно отключать большое число ко-
ротких замыканий.
2. Линии ПО кв на металличе-
ских опорах также рекомендуется
защищать тросами по всей длине.
При сопротивлении заземления
10 ом удельное число отключений
одноцепных линий составляет 0,2—
0,3, а двухцепных — 0,6—0,8.
Несмотря на это, в ряде электри-
ческих систем линии 110 кв имеют
тросовую защиту только на подхо-
дах к подстанциям и в местах, наи-
более подверженных разрядам мол-
нии. Такие линии, естественно, от-
ключаются во время гроз гораздо
более часто, чем линии с полной
т росовой защитой. Поэтому для обе-
спечения нормальной работы таких
линий совершенно необходимо при-
менение АПВ. Следует иметь в ви-
ду, что в системах 220 кв и выше
даже при наличии АПВ линии без
тросов не могут эксплуатироваться
нормально из-за чрезмерно тяжелых
условий работы выключателя. Это
связано с тем, что линии напряже-
нием 220 кв и выше, как правило,
имеют длину, значительно большую,
чем линии ПО кв, благодаря чему
число ежегодных отключений вы-
ключателем коротких замыканий
может превысить допустимую вели-
чину. Например, линия 330 кв без
тросов длиной 300 км на двухцеп-
ных опорах высотой 40 м будет от-
ключаться в год приблизительно
25 раз, что недопустимо для выклю-
чателей. Кроме того, благодаря тому,
что обычно процент неуспешных
АПВ может достигать 5—10%, при-
близительно 1—2 раза в год будет
происходить полное отключение ли-
нии, что для магистральных линий
совершенно неприемлемо. Линии
110 кв имеют значительно меньшее
число срабатываний выключателя.
Например, линия ПО кв длиной
334
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
50 км при высоте опор 25 м будет
иметь всего пять-шесть случаев
работы АПВ в год, что уже является
приемлемым. Полные отключения
такой линии будут происходить 1 раз
в 3—4 года.
Линии НО кв на деревянных
опорах никакой дополнительной
грозозащиты не требуют, за исклю-
чением подвески тросов на подходах
к подстанциям и установки трубча-
тых разрядников (см. гл. 35). Как
было показано в § 34-3, такие ли-
нии имеют небольшое число отклю-
чений благодаря увеличенной им-
пульсной прочности изоляции опо-
ры и резко уменьшенной вероятно-
сти перехода импульсного перекры-
тия в силовую дугу. Однако следу-
ет иметь в виду, что благодаря вы-
сокой импульсной прочности изоля-
ции этих линий относительно земли’
при прямых ударах молнии на про-
водах возникают очень большие на-
пряжения, распространяющиеся в1
виде импульсных волн в обе стороны
от места удара. Если на линии с де-
ревянными опорами имеется не-
сколько металлических опор, то рас-
пространяющиеся По проводам вол-
ны будут приводить к перекрытию
их изоляции и линия будет отклю-
чаться почти так же часто, как и
линия на металлических опорах.
Поэтому на линиях с деревянными
опорами обязательно должны за-
щищаться трубчатыми разрядника-
ми все металлические опоры, транс-
позиционные опоры и другие места
с ослабленной изоляцией.
3. Линии 35 кв на деревянных
опорах, так же как и линии ПО кв,
не требуют дополнительных мер
грозозащиты. Благодаря меньшим
значениям рабочих градиентов
вдоль пути перекрытия эти линии
имеют даже несколько более высо-
кие показатели, чем линии ПО кв
на деревянных опорах. Защита
трубчатыми разрядниками мест
с ослабленной изоляцией для этих
линий также полезна, но менее обя-
зательна, чем для линий ПО кв.
Линии 35 кв на металлических
опорах обычно также не защищают-
ся тросами, особенно, если эти ли-
нии работают в системе с изолиро-
ванной нейтралью и дугогасящими
аппаратами. В этом случае одно-
фазные замыкания на землю авто-
матически ликвидируются п не при-
водят к отключению линии. Двух-
фазные замыкания, которые опре-
деляют число отключений линии,
происходят практически так же ред-
ко, как и однофазные замыкания
в линиях с тросами, применение ко-
торых, таким образом, оказывается
мало целесообразным.
4. Линии 3—10 кв в Советском
Союзе, как правило, выполняются
на деревянных опорах. Эти линии
также не требуют особых мероприя-
тий по грозозащите, за исключе-
нием установки разрядников в ме-
стах с ослабленной изоляцией (на-
пример, на отдельных металличе-
ских или железобетонных опорах}
и на подходах к подстанциям.
ГМ БА ТРИДЦАТЬ ПЯТАЯ
ГРОЗОЗАЩИТА ПОДСТАНЦИЙ
35-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Как было указано в предыду-
щей главе, для большинства линий
электропередачи допускается отно-
сительно большое число перекрытий
изоляции в год. Например, изоля-
ция линий НО кв на деревянных
опорах перекрывается несколько раз
в год (на 100 км) и при этом обе-
спечивается удовлетворительная на-
дежность электроснабжения потре-
бителей. Даже такая ответственная
линия, как линия 500 кв Волжская
ГЭС имени В. И. Ленина — Москва,
имеет около одного перекрытия изо-
ляции в 2 года на полную длину
в 900 км.
Такое большое количество по-
вреждений изоляции для подстан-
ций является совершенно неприем-
лемым. Во-первых, перекрытие изо-
ляции на подстанциях означает
§ 35-1]
Общие сведения
335
короткое замыкание на шинах,
которое даже при современных
средствах релейной защиты может
привести к наиболее тяжелым си-
стемным авариям. Во-вторых, хотя
при конструировании аппаратов
всегда стремятся прочность внут-
ренней изоляции сделать больше
прочности внешней изоляции, в про-
цессе эксплуатации, вследствие го-
раздо более интенсивного старения
внутренней изоляции, эта координа-
ция может нарушаться, при воздей-
ствии на подстанцию значительных
перенапряжений может произойти
не перекрытие по воздуху, а пробой
диэлектрика, приводящий к тяже-
лым повреждениям аппарата в це-
лом.
Хотя подстанции, так же как и
линии, невозможно сделать абсо-
лютно грозоупофными, при разра-
ботке грозозащитных мероприятий
стремятся обеспечить как можно
меньшую вероятность поврежде-
ния изоляции подстанций. Для ко-
личественной характеристики этой
вероятности применяется так назы-
ваемый «показатель грозоупорности
подстанции», равный расчетному
числу лет, в течение которых на
подстанции не возникает опасного
для изоляции напряжения. Для
современных подстанций высокого
напряжения показатель грозоупор-
ности исчисляется сотнями и даже
тысячами лет, что свидетельствует
о стремлении проектировщиков обе-
спечить наибольшую степень грозо-
упорности подстанций.
Подстанциии должны защищать-
ся как от прямых ударов молнии,
1ак и от волн напряжения, набегаю-
щих с линии. Защита от прямых
ударов осуществляется в большин-
стве случаев стержневыми, реже
тросовыми молниеотводами в соот-
ветствии с рекомендациями гл. 31
и 32.
Волны на линиях возникают за
счет индуктированных перенапря-
жений, при ударах молнии в прово-
да линии и, наконец, за счет обрат-
ного перекрытия на провод с пора-
женного прямым ударом молнии
троса или опоры. Законы изменения
во времени набегающих на подстан-
цию волн могут быть различными,
а амплитуда не может превышать
разрядного напряжения изоляции
линии относительно земли. Действи-
тельно, если на линии возникнет
волна с более высокой амплитудой,
то она при своем распространении
по линии будет вызывать перекры-
тие изоляции опор до тех пор, пока
сопротивления заземления опор, на
которых произошло перекрытие изо-
ляции, не снизят амплитуду волны
до величины разрядного напряже-
ния изоляции. Из этого следует, что
в наихудших условиях оказываются
подстанции, к которым подходят
линии на деревянных опорах.
Из сравнения данных гл. 11 и
гл. 13 следует, что электрическая
прочность линейной изоляции всег-
да значительно выше испытательно-
го напряжения оборудования под-
станций. Например, для номиналь-
ного напряжения 110 кв Дисп=
= 460 кв, в то время как минималь-
ное импульсное разрядное напря-
жение гирлянды изоляторов имеет
величину около 650 кв, т. е. на 40%
больше. Поэтому без специальных
мер защиты от набегающих волн
подстанции надежно работать не
могут.
Основным аппаратом грозоза-
щиты подстанций является вентиль-
ный разрядник, у которого разряд-
ное напряжение искрового проме-
жутка и остающееся напряжение
при токе (5—10 ка) лежит пример-
но на 10% ниже гарантированной
прочности защищаемой изоляции
при полной волне.
Для того чтобы защита с по-
мощью вентильных разрядников бы-
ла эффективной, прежде всего необ-
ходимо ограничить ток через раз-
рядник величиной от 5 до 10 ка
(в зависимости от номинального на-
пряжения и типа разрядника).
В противном случае остаточное на-
пряжение разрядника окажется
выше нормированного и интервал
между остаточным напряжением
разрядника и гарантированной
336
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
прочностью будет недостаточным.
В отдельных случаях при больших
токах (десятки килоампер) и мно-
гократных ударах разрядник может
разрушиться.
При отдаленных ударах (на рас-
стоянии свыше 1—2 км) ток через
разрядник в пределе может быть ра-
вен удвоенному току падающей волны,
т. е. — — . В частности, для линий
Z
11 л г 2'650 о с
НО кв = ка, чтовпол-
не допустимо. При близких ударах
в результате многократных отраже-
ний от места удара и шин подстан-
ции ток моАнии распределяется об-
ратно пропорционально сопротивле-
нию заземления в месте удара R и со-
противлению вентильного разрядника
/?р,в. Для подстанций ПО кв при до-
пустимом токе 10 ка RP.B = ^r^~
I доп
361 ОС 7
= — — 36,7 ом и ток через разряд-
ник /р = /„ v . При токе мол-
р “ 36,7 + R г
нии /м = 100 ка и сопротивлении за-
земления R = 10 ом ток в разряд-
нике превышает 20 ка, что недо-
пустимо.
Следовательно, для того чтобы
обеспечить успешную работу вен-
тильного разрядника, необходимо
исключить прямые удары в прово-
да линии вблизи подстанции или во
всяком случае резко уменьшить
вероятность таких ударов. С этой
целью участки линий длиной 1 —
2 км. примыкающие к подстанциям
(подходы), должны защищаться от
прямых ударов тросовыми молние-
отводами. Если линия защищена
тросами по всей длине, то на приле-
гающих к подстанции участках осо-
бенно тщательно выполняются тре-
бования грозозащиты (низкие со-
противления заземления опор, ма-
лые углы защиты тросов).
Защитный подход выполняет
еще одну очень важную функцию.
На подстанциях разрядники обычно
устанавливаются на шинах. Поэто-
му между разрядником и защищае-
мыми аппаратами всегда имеется
определенное расстояние. При этом,
как будет показано ниже, напряже-
ние на изоляции превышает остаю-
щееся напряжение разрядника на
тем большую величину, чем больше
расстояние и чем больше крутизна
набегающей с линии волны. Для то-
го чтобы один разрядник защищал
всю подстанцию, необходимо, чтобы
крутизна волны не превышала опре-
деленной величины, в противном
случае в удаленных точках подстан-
ции напряжение на изоляции может
превысить ее гарантированную
прочность. Благодаря наличию за-
щитного подхода волна напряже-
ния доходит до подстанции только
после определенного пробега вдоль
линии, в результате которого, как
было показано в гл. 30, ее крутизна
значительно уменьшается. Это об-
стоятельство, особенно важное для
подстанций высокого напряжения,
имеющих большие размеры, суще-
ственно облегчает создание надеж-
ных схем грозозащиты.
Принципиальные схемы грозоза-
щиты подстанций приведены на
рис. 35-1. Схема а относится к слу-
чаю, когда подходящая к подстан-
ции линия выполнена на деревян-
ных опорах без троса, который под-
вешивается только в пределах за-
щитного подхода (1—2 км). Так
как на деревянных опорах спуски
от тросов к заземлителям распола-
гаются на стойках, прочность изо-
Рис. 35-1. Принципиальные схемы грозо-
защиты подстанций.
а — линия на деревянных опорах с защитным
подходом; б — линия с тросом по всей длине.
§ 35-2 ]
Параметры волн, набегающих на подстанцию
337
ляции относительно земли опоры
с тросами существенно снижается.
Например, для линии НО кв изоля-
ция состоит из гирлянды и участка
траверсы длиной 2 м, г. е. имеет
прочность порядка 850—900 кв, что
приблизительно в 3 раза меньше
среднего разрядного напряжения
обычных деревянных опор. Поэтому
защитный подход является местом
с ослабленной изоляцией и для того,
чтобы не ухудшать грозоупорность
линии, в начале защитного подхода
на каждой фазе устанавливаются
трубчатые разрядники РТ\. На вво-
де подстанции иногда устанавли-
вается второй комплект трубчатых
разрядников РТ2, который принци-
пиальной роли в грозозащите под-
станции не играет и служит для за-
щиты линейного выключателя в тех
случаях, когда он разомкнут, а ли-
ния с другого конца находится под
напряжением.
Схема грозозащиты линий на
металлических опорах, защищен-
ных тросами по всей длине, отли-
чается от схемы рис. 35-1,а только
тем, что отпадает необходимость
в установке разрядников Р1\.
На рис. 35-1,6 приведена схема
грозозащиты подстанции, к которой
присоединены линии, защищенные
тросом по всей длине.
35-2. ПАРАМЕТРЫ ВОЛН,
НАБЕГАЮЩИХ НА ПОДСТАНЦИЮ.
ПОКАЗАТЕЛЬ ГРОЗОУПОРНОСТИ
ПОДСТАНЦИЙ
Предельные амплитуды волн,
воздействующих на подстанцию,
определяются импульсной прочно-
стью изоляции линии относительно
земли в пределах защитного подхо-
да. Что касается формы волны на-
пряжения, она зависит от целого
ряда обстоятельств.
Если разряд молнии произошел
в провод и ток молнии меньше за-
щитного уровня линии, то амплитуда
напряжения на проводе равна £7пр =
= 100/м < а форма волны по-
вторяет форму волны тока молнии
(рис. 35-2,а). Таким образом, кру-
Рис. 35-2. Формы волн при прямом ударе
в провод при последовательном возраста-
нии тока молнии.
/ — напряжение на пораженном проводе: 2 — на-
пряжение на соседнем проводе; 3 — вольт-секунд-
ная характеристика линейной изоляции; 4—вольт-
секундиая характеристика, ординаты которой
I
умножены на ----г- -
тизна волны может меняться в ши-
роких пределах в соответствии
с данными гл. 29.
Если произошел удар в провод
вблизи опоры п ток молнии больше
защитного уровня линии, напряже-
ние на пораженном проводе изме-
няется так, как показано на
рис. 35-2,6. Первый кратковремен-
ный пик напряжения не играет су-
щественной роли, так как он прак-
тически полностью затухает под
действием короны при движений
вдоль защитного подхода. Второй
максимум напряжения из-за нали-
чия индуктивности опоры несколько
превышает падение напряжения
22—314
338
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35»
в заземлителе IMR. При достаточно
большом токе, когда /м/? (1—k) >
>{7Е0О/, происходит перекрытие изо-
ляции второго провода, напряжение
на котором показано на рис. 35-2,6.
Как видно, в этом случае на прово-
де имеет место резкий скачок на-
пряжения, амплитуда которого в
пределе может достигать величины
разрядного напряжения изоляции.
При ударе молнии в металличе-
скую опору или трос напряжение на
проводе появляется только при об-
ратных перекрытиях, поэтому оно
всегда имеет отвесный фронт, как
на рис. 35-2,в.
Из сказанного следует, что как
амплитуда, так и крутизна напря-
жения на проводе в месте удара
молнии в линию могут изменяться
в весьма широких пределах и учи-
тывать все многообразие волн было
бы крайне затруднительно. Поэтому
при анализе грозозащиты подстан-
ций исходят обычно из следующих
упрощающих предположений, даю-
щих запас надежности:
1. Все разряды молнии приводят
к появлению на проводе такого на-
пряжения, что, дойдя до подстанции,
волна будет иметь амплитуду, рав-
ную минимальному импульсному
разрядному напряжению изоляции
линии на подходе t/50%.
2. Все разряды молнии приводят
к появлению на проводе в месте
удара волны с отвесным фронтом.
При движении волны по линии этот
отвесный фронт постепенно сглажи-
вается под действием короны (см.
гл. 30). Поэтому, если разряд мол-
нии произошел на расстоянии х от
подстанции, воздействующая на
подстанцию волна будет иметь
эквивалентный фронт, равный Д/
(30-39), и крутизну
= ^50% =^50% (35-1)
и А/ Vе '
На основании этих предположе-
ний нетрудно производить упрощен-
ную оценку показателя грозоупор-
ности подстанции.
Допустим, например, что уста-
новленный на шинах подстанции вен-
тильный разрядник обеспечивает за-
щиту всего оборудования, если воз-
действующая на подстанцию волна!
имеет амплитуду, равную [/51|О/, и кру-
тизну аи < аикр. В этом случае для
подстанции будут совершенно безо-
пасными все удары молнии, проис-
ходящие на расстоянии
> ^50%
Л-ир-"
I иикр
от подстанции. Если линия защище-
на тросами по всей длине, или дли-
на защитного подхода /^=xKp, то-
опасные для подстанции волны мо-
гут возникнуть только при проры-
вах молнии через тросовую защиту
и при обратных перекрытиях с троса>
на провод. В соответствии с данны-
ми гл. 34, число таких случаев в год
будет равно:
^ = 1,8/г^(па + 0,5щ;ер1 +
+ 0,5цпер2), (35-2)
где пПер1 и опср2 — вероятности об-
ратных перекрытий соответственно-
при ударе в опору и в трос в сере-
дине пролета.
Если линия защищена тросамн
только на подходе, длина которо-
го /<хкр, то опасные волны возни-
кают также при всех ударах в про-
вода линии за пределами защитного
подхода на длине (х[;р—/). Общее-
число опасных воздействий на изо-
ляцию подстанции будет равно:
N2 = 1,8/z (fo+0,5nnepi-|-0,5t>nep2)4-
+ 1)8/z^=1L. (35-3)
Так как в линиях с тросами ве-
роятности перекрытия ппер1 и ипер2.
и вероятность прорыва va очень малы,
при больших значениях (хкр —/)
основное значение в (35-3) имеет вто-
рой член, т. е. удары в незащищен-
ный участок линии.
Таким образом, показатель грозо-
1
упорности подстанции в очень
сильной степени зависит от значения
§ 35-3] Напряжение на изоляции подстанций в простейших схемах 339
допустимой крутизны напряжения,
для определения которой необходимо
исследовать схему самой подстан-
ции.
35-3. НАПРЯЖЕНИЕ НА ИЗОЛЯЦИИ
ПОДСТАНЦИЙ В ПРОСТЕЙШИХ
СХЕМАХ
Прежде чем рассматривать весь-
ма сложные схемы реальных под-
станций, целесообразно проанали-
зировать простейшие схемы рис.
35-3,а и б, которые содержат все
основные элементы: подходящую ли-
нию, разрядник, емкость защищае-
мой изоляции и соединительный
провод длиной I (участок оши-
новки подстанции) между разряд-
ником и защищаемым аппаратом.
Анализ этих схем, осуществляемый
относительно просто, позволит уста-
новить целый ряд важных законо-
мерностей, в общих чертах справед-
ливых и для реальной подстанции.
Вначале рассмотрим имеющую
вспомогательное значение схему
рис. 35-4, в которой вентильный раз-
рядник включен на стыке двух ли-
ний с волновыми сопротивления-
ми г\ и г2, причем будем считать,
что вольт-амперная характеристика
разрядника Hp = f(/p) задана гра-
фиком.
Рис. 35-3. Типичные случаи взаимного распо-
ложения разрядника и защищаемой изо-
ляции.
Рис. 35-4. Падение волны на вентильный
разрядник.
После пробоя искрового проме-
жутка разрядника напряжения и
токи в схеме рис. 35-4 связаны со-
отношением
2П
б р т
г2 + f
г,
или
Д^Г»« = ГР+/р^.(35.4)
Благодаря наличию нелинейного
члена Uv=f (/р) это уравнение сле-
дует решать графически с помощью
построения, показанного на рис. 35-5,
на котором в левом квадранте в коор-
динатах /р, 1) построены: вольт-ам-
перная характеристика разрядника,
прямая /р--, и сумма этих двух
zi"T“Za
составляющих, т. е. правая часть
уравнения (35-4). В правом верх-
нем квадранте построена падающая
волна ДПад, умноженная на коэффи-
2z,
циент преломления ащ— —.
До пробоя искровых промежут-
ков разрядника напряжение на нем,
очевидно, равно Йпад«12. Момент
пробоя определяется точкой пересе-
чения кривой С/Пад«12 и вольт-се-
кундной характеристики разрядника
(точка А на рис. 35-5). (После этого
вступает в силу уравнение ,(3'5-4) и
напряжение на разряднике после
пробоя определяется показанным
на рис. 35-5 простым построением.
Одновременно может быть найден
и ток в разряднике, который на
рис. 35-5 отложен в правом нижнем,
квадранте.
Из рис. 35-5 видно, что благода-
ря нелинейному характеру вольт-
амперной характеристики напряже-
22*
340
Грозозащита подстанций
[Гл. 35
Рис. 35-5. Графическое построение напря-
жения на разряднике Up и тока через раз-
рядник /р для схемы рис. 35-4.
ние на разряднике в широком диа-
пазоне изменения напряжения па-
дающей волны остается практически
неизменным, несмотря на то, что ток
в разряднике при этом очень сильно
изменяется.
Теперь перейдем непосредствен-
но к анализу простейших схем
рис. 35-3, соответствующих тупико-
вому режиму работы подстанции,
так как в эти схемах имеется только
одна линия, по которой к подстан-
ции приходит импульсная волна
(Упад- Для простоты будем считать,
что UaSR представляет собой волну
с косоугольным фронтом.
Вначале рассмотрим схему
рис. 35-3,с и предположим, что ем-
кость изоляции С равна нулю, а
волновое сопротивление подходящей
линии 2 равно волновому сопротив-
лению соединительных проводов
(ошиновки подстанции). Тогда в
точке А не происходит преломления
волны и напряжение на разряднике
может быть получено с помощью
построения, аналогичного приведен-
ному на рис. 35-5, но при 2i=z и
г2=оо. На рис. 35-6,а показано най-
денное с помощью такого построе-
ния напряжение на разряднике,
а также падающая волна Дпад-
Разность
Дотр=Др —Дпад
представляет собой отраженную
волну, которая от разрядника будет
уходить по линии в обратном на-
правлении. На рис. 35-6,а показан
график изменения во времени отра-
женной волны. До пробоя искровых
промежутков разрядника она имеет
положительный знак, а через неко-
торое время после пробоя — отрица-
тельный.
Через время 2т = 2//о после при-
хода падающей волны в точку А
отраженная от конца линии волна
Рис. 35-6. Графики напряжения на разряд-
нике t/p и защищаемой изоляции UV3 в схе-
ме рис. 35-3,с при С = 0 и различных
I
§ 35-3]
Напряжение на изоляции подстанций и в простейших схемах
341
дойдет до точки А и наложится на
падающую волну так, как это пока-
зано на рис. 35-6,6.
Если обозначить пробивное на-
пряжение разрядника t/np, время
пробоя fnp и крутизну падающей
волны аи, то
t/np == 2ои£цр.
Наибольшее положительное значение
отраженная волна имеет в момент
Др, причем оно, очевидно, равно
aut = (рис. 35-6,а). Следова-
тельно, максимальное напряжение на
изоляции (рис. 35-6,6)
Uиз.м = аи (Др Ч- 2т) -|-
+^=[/Пр + 2йит. (35-5)
Это выражение показывает, что
максимальное напряжение на защи-
щаемой изоляции в данном случае
превышает пробивное напряжение раз-
рядника на величину 2.aut=~-~, про-
порциональную крутизне падающей
волны напряжения и расстоянию I.
На рис. 35-6,6 пунктиром пока-
заны кривые напряжения на изо-
ляции для других значений т. Сле-
дует иметь в виду, что (35-5) спра-
ведливо только в том случае, если
2т+/Пр<Тф. Если 2т>Тф, то
Диз.м = (Дад.м Ч-' (35-6)
Из этого выражения ясно, что
условие 2т>Тф не может иметь ме-
ста в практических схемах, так как
при этом максимальное напряжение
на изоляции превышает амплитуду
падающей волны, которая, как ука-
зывалось выше, может быть суще-
ственно больше допустимого для
подстанционной изоляции напряже-
ния. Поэтому всегда 2т существен-
но меньше Тф и (35-5) справедливо.
Рассмотрим теперь, как влияет
емкость С защищаемого оборудова-
ния в схеме рис. 35-3,а. Падающая
волна, пройдя мимо емкости, дохо-
дит до разрядника со сглаженным
фронтом, как показано на
рис. 35-7,а, где приведено также по-
строенное графическим способом на-
Рис. 35-7. Графики напряжения на разряд-
нике [7Р и защищаемой изоляции [7ИЗ в
схеме рис. 35-3,й при С ф 0 и различных
1 — волна, падающая на разрядник; 2—удвоенная
волна, падающая на разрядник; 3—отраженная от
разрядника волна; 4—отраженная от разрядника
волна, сглаженная емкостью.
пряжение на разряднике и отражен-
пая от разрядника волна. Дойдя
до точки А, эта отраженная волна
также сгладится емкостью, причем
результирующая форма этой волны
может быть получена с помощью
описанного в гл. 30 метода подка-
сательной. Накладываясь на падаю-
щую волну, эта волна дает напря-
жение на емкости, как показано на
рис. 35-7,6, для различных значе-
ний 2т.
Как видно из сравнения графи-
ков рис. 35-6,6 и 35-7,6, емкость С
несколько сглаживает пик напряже-
342
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
Рис. 35-8. Графическое построение напряже-
ния на разряднике £/р и изоляции UK3 для
схемы рис. 35-3,б при С = 0 Жпад—сумма
волн, падающих на разрядник с обеих
сторон.
ния на защищаемом объекте, соот-
ветствующий моменту пробоя вен-
тильного разрядника, однако
амплитуда напряжения на изоля-
ции из-за наличия емкости снижает-
ся незначительно, особенно при ма-
лых значениях т, которые, как толь-
ко что отмечалось, имеют место
в реальных схемах грозозащиты
подстанций. Поэтому с некоторым
запасом и при наличии емкости ма-
ксимальное напряжение на изоля-
ции можно определять по (35-5).
Перейдем теперь к анализу схе-
мы рис. 35-3,6; и вначале также раз-
берем случай, когда емкость защи-
щаемой изоляции равна нулю. Эта
схема значительно труднее для рас-
чета, чем предыдущая, так как при-
ходится учитывать многократные
отражения волн на участке АВ. При
С = 0 в точке В отраженная волна
по форме и по амплитуде повторяет
падающую, а в точке А, где вклю-
чен разрядник с нелинейной харак-
теристикой, отраженные волны мо-
гут быть найдены с помощью гра-
фического построения, подобного
приведенному на рис. 35-5. Резуль-
таты графического построения для
схемы рис. 35-3,6 при С=0 приве-
дены на рис. 35-8.
Как видно из рисунка, благода-
ря нелинейному характеру вольт-
амперной характеристики разряд-
ника напряжение на нем, несмотря
на наличие многократных отраже-
ний, остается практически неизмен-
ным. Поэтому разрядник ведет себя
как источник с неизменным напря-
жением и отражение от разрядника
происходит с переменой знака. На-
пряжение на изоляции имеет фор-
му колебаний, происходящих вокруг
величины остающегося напряжения
на разряднике. Период колебаний
л 41
/=4т=— характерен для линии,
разомкнутой на конце (см. гл. 30).
Если, как на рис. 35-8, вентиль-
ный разрядник пробивается после
прихода отраженной от холостого
конца волны (£пр>2т), то макси-
мальное напряжение на изоляции
Е^ИЗ.М = Е\хр Ц— 2диТ,
т. е. такое же, как и в схеме
рис. 35-3,ц.
Если же пробой разрядника про-
исходит до прихода отраженной
волны (/Пр<2т), то вследствие
удвоения на конце
^из.м =2ППр.
Рассмотрим теперь схему
рис. 35-3,6 с учетом емкости защи-
щаемого объекта. Графическое по-
строение напряжения на разрядни-
ке и емкости возможно и в этом
случае, причем оно обычно выпол-
няется методом подкасательной.
Даже не выполняя этого построе-
ния, можно утверждать, что напря-
жение на разряднике, так же как
и в схеме без емкости, будет оста-
ваться приблизительно постоянным.
Напряжение на емкости сохранит
колебательный характер, но эти ко-
Рис. 35-9. Форма напряжения на вентиль-
ном разряднике.
I — действительное напряжение; 2 — расчетное
напряжение.
$ 35-3]
Напряжение на изоляции подстанций в простейших схемах
343
лебания сгладятся и будут близки
к затухающей синусоиде, наложен-
ной на остающееся напряжение.
Для того чтобы ориентировочно
определить максимальное напряже-
ние на емкости в этом случае, не
построениям, заменим участок оши-
новки длиной I с емкостью на конце
колебательным контуром, восполь-
зовавшись результатами, получен-
ными в § 30-7. Так как в практиче-
ски встречающихся случаях почти
всегда отношение емкости изоля-
ции к емкости соединительных про-
водов больше двух, колебательный
контур должен состоять из емко-
сти С и индуктивности соединитель-
ных проводов. Частота собственных
колебаний этого контура на основа-
нии (30-54) равна:
и период
Т = ^=2™1/ ^=2тг/Сгт. (35-7)
Так как напряжение на разряд-
нике нечувствительно к многократ-
ным отражениям волн на участке /,
вместо разрядника в схему замеще-
ния может быть включен источник,
который дает напряжение, близкое
по форме к волне с косоугольным
фронтом (рис. 35-9). Таким образом,
схема замещения для рассматривае-
мого случая (рис. 35-10) представ-
ляет собой колебательный контур,
имеющий период собственных коле-
п Гт\.
баний Т = 2тт:-с’1/ —, подключенных
к источнику, дающему волну напря-
жения с косоугольным фронтом.
Амплитуда напряжения источника
может быть принята равной £7ост —
остающемуся на разряднике напряже-
нию при предельно допустимом токе
(5 или 10 ка), а крутизна аи равна
крутизне падающей на подстанцию
волны.
При воздействии на колебатель-
ный контур волны с косоугольным
Lji=zt
Рис. 35-10. Схема замещения
для случая, изображенного на
рис. 35-3,6.
фронтом (см. гл. 30), наибольшее на-
пряжение на емкости зависит от ве-
личины отношения Г/тф (рис. 30-18).
Так как в рассматриваемом случае
длина фронта Тф = -°-—, а период
собственных колебаний определяется
по (35-7), то
Т
— = я
•Сф
?с 2auz
U ост
(35-8)
что позволяет с помощью рис. 30-18
построить зависимость максимального
напряжения на изоляции ПИ3.М/7УОСТ
от ут25— для различных T„lz. Такие
зависимости приведены на рис. 35-11.
Как отмечалось выше, составленная
нами схема замещения дает доста-
точно точные результаты только при
Рис. 35-11. Зависимость максимального на-
пряжения на изоляции в схеме рис. 35-3,6
от крутизны падающей волны аи и расстоя-
ния между разрядником и защищаемой
7 I \ Тг
изоляцией I -с =--| при различных —
\ v J *
zCv
= —[—. При построении кривой для С=0
по (35-51 предполагалось, что для разряд-
ника U пр ------------- U ОСТ.
344
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
Т
что при — < 2 напряжение на изо-
ляции приближается к величине,
справедливой для случая С=0, когда
это напряжение определяется по (35-5)
(пунктир на рис. 35-11)
Сравнивая результаты, получен-
ные для двух типовых схем взаим-
ного расположения разрядника и
защищаемого объекта, необходимо
отметить, что при размещении объ-
екта до разрядника напряжение на
нем имеет форму кратковременного
всплеска (обычно длительностью
1—3 мксек), наложенного на остаю-
щееся напряжение разрядника.
Наибольшее напряжение на изоля-
11 пии зависит от крутизны и ампли-
| туды падающей волны и может бо-
•лее чем в 2 раза превышать пробив-
ное (или остающееся) напряжение
разрядника. Величина емкости
объекта не очень сильно сказывает-
ся на амплитуде этого напряжения,
но обычно увеличение емкости при-
водит к некоторому снижению на-
пряжения на изоляции.
Если защищаемый объект рас-
положен после разрядника
(рис. 35-3,6), то напряжение на
изоляции имеет характер затухаю-
щих колебаний, наложенных на
остающееся напряжение разрядни-
ка. Увеличение емкости объекта, как
правило, приводит к увеличению на-
пряжения на изоляции, которое,
однако, не превосходит двойной ве-
личины остающегося напряжения
на разряднике. Наибольшее напря-
жение на изоляции очень сильно за-
висит от крутизны падающей волны
и весьма слабо зависит от ее ампли-
туды.
35-4. НАПРЯЖЕНИЕ НА ИЗОЛЯЦИИ
В ПРОСТЕЙШЕЙ СХЕМЕ,
СОДЕРЖАЩЕЙ ДЛИННЫЙ КАБЕЛЬ
В последнее время, в особенно-
сти на гидростанциях, все чаще при-
меняется соединение трансформато-
ров с открытым распределительным
устройством с помощью кабелей
длиной в несколько сотен метров.
Простейшая схема для этого случая
приведена на рис. 35-12.
Рис. 35-12. Простейшая схема подстанции,
на которой трансформатор соединяется
с РУ длинным кабелем.
Нетрудно убедиться, что в этой
схеме будут происходить многократ-
ные отражения волн как в соедини-
тельных проводах длиной /. так и
в кабеле длиной 1К. Расчет этих
многократных отражений вполне
возможен, но весьма громоздок и
мало нагляден. Поэтому для рас-
сматриваемого случая также целе-
сообразно использовать схему заме-
щения. Для того чтобы ее правиль-
но составить, рассмотрим вначале
многократные отражения в схеме,
когда искровые промежутки р’азряд-
ника еще не пробиты. Так как
трансформатор представляет в вол-
новом режиме незначительную на-
грузку, конец кабеля может счи-
таться разомкнутым и расчет этой
схемы может быть очень просто вы-
полнен с помощью метода характе-
ристик.
На рис. 35-13 приведены резуль-
таты такого расчета для частного-
случая ^-=0,05, т=ф—'0,5тк, т=0.1т;к.
Такие соотношения могут, напри-
мер, соответствовать вполне реаль-
ным величинам гк=25 ом, г— 500 ом,
Тф = 2,0 мксек, 1К = 600 м, 1 =
= 120 м.
Из графиков видно, что напря-
жения в начале и конце кабеля
практически равны друг другу и
очень медленно возрастают по мере
зарядки емкости кабеля. Напряже-
ние в месте установки разрядника'
вначале равно падающей волне,
после прихода отраженной от кабе-
ля волны некоторое врем^ держится
практически неизменным, а после
окончания фронта падающей волны;
§ 35-4] Напряжение на изоляции в простейшей схеме, содержащей длинный кабель 345
Рис. 35-13. Графики напряжения в отдельных точках схе-
мы рис. 35-12 и ток в линии (разрядник не пробивается).
1 — напряжение в месте установки разрядника; 2 — напряжение
в начале кабеля; 3 — напряжение в конце кабеля; 4 — ток в линии.
резко снижается и становится прак-
тически равным напряжению в на-
чале кабеля. Поэтому искровые
промежутки разрядника пробьются
либо в самом начале процесса, ли-
бо после большого числа отраже-
ний, когда напряжения в интересу-
ющих нас трех точках практически
одинаковы. Оценим вероятность
пробоя искровых промежутков раз-
рядника при малом времени. Для
этого, очевидно, необходимо, чтобы
аих=аи — было больше ДПр-
Но крутизна падающей волны, ее
амплитуда и длина фронта связаны
соотношением аи — -пад , следова-
тельно, разрядник пробьется, если
Ч'СфбПр
бпад
промежутки разрядника
пробьются после заряд-
ки емкости кабеля, ког-
да напряжения на кабеле
и в месте установки раз-
рядника практически
одинаковы.
Так как пробой раз-
рядника и дальнейшее
повышение напряжения
в схеме происходят при
большом времени t >
> = /к/пк и кабель
находится между двумя
сопротивлениями (одно
из них практически рав-
но бесконечности), зна-
чительно большими вол-
нового сопротивления
кабеля, его можно заме-
нить сосредоточенной
емкостью Ск=—= —,
vKzK ZK
после чего мы приходим к схеме
замещения рис. 35-14,а, которая ана-
логична схеме рис. 35,3,6 только по
внешнему виду.
Из графиков рис. 35-13 следует,
что при сделанном предположении
относительно момента пробоя вен-
тильного разрядника длина фронта
падающей волны, а следовательно,
и крутизна аи практически не влия-
ют на величину напряжения в нача-
ле и конце кабеля. Поэтому для про-
Для линий 110 кв ДПад = 650 кв,
[Упр = 285 кв. При длине защитного
подхода более 1 км Тф>1,2 мксек.
Следовательно, вентильный разрядник
пробьется при малом времени, только
,^ 300-1,2-285
если I >---бэд----= 160 м, что для
подстанций НО кв мало реально.
Таким образом, в большинстве прак-
тически важных случаев, искровые
Рис. 35-14. Схема замещения для случая,
изображенного на рис. 35-12.
346
Грозозащита подстанций
[ Гл. ЗЕ
стоты можно рассматривать прямо-
угольную волну напряжения. Если
при этом принять, как и раньше, что
после пробоя разрядника напряже-
ние на нем остается неизменным и
равно остающемуся напряжению при
предельно допустимом токе, то мы
получим расчетную схему рис.
35-14,6, в которой колебательный
контур £л, Ск подключен к источни-
ку постоянного напряжения {/={7ОСТ.
Так как пробой разрядника (вклю-
чение источника П=С70ст) произо-
шел при большом времени, схема
имеет ненулевые начальные усло-
вия, т. е. в момент включения на-
пряжение на емкости DC = UO и ток
в индуктивности i=/0. Так как в со-
временных разрядниках С7пр=^ост,
а в момент пробоя разрядника на-
пряжение на нем и на кабеле при-
близительно одинаковы, можно при-
нять Uo^Uoct. Следовательно, пе-
реходный процесс в схеме будет
происходить только под действием
„ Ао
магнитной энергии —%—, запасен-
ной в индуктивности схемы в мо-
мент пробоя разрядника.
На рис. 35-13, помимо кривых
напряжения в трех характерных
точках, приведен также график из-
менения тока в начале кабеля, с по-
мощью которого может быть най-
ден начальный ток /0, если падаю-
щая волна приходит издалека и
к моменту пробоя искровых проме-
жутков РВ еще не пришла отражен-
ная волна от места удара молнии.
При близких ударах для определе-
ния тока /0 приходится учитывать
многократные отражения волн в ли-
нии между местом удара и шинами
подстанции. В первом приближе-
нии можно принять этот ток равным
J __2с'пад Гост г>
—-— ------. причем Спад — зна-
чение напряжения падающей волны
в момент пробоя искровых проме-
жутков вентильного разрядника.
Так как переходный процесс в
схеме рис. 35-14,6 происходит только
за счет энергии магнитного поля,
запасенной в индуктивности линии,
амплитуда колебаний напряжения
на емкости может быть найдена из
равенства энергий:
__^и^кол
— 2 ’
а результирующее напряжение на
емкости
иСк = ииз = иост + /0/ £ sin Ы-
(35-9)
Максимальное напряжение на защи-
щаемой изоляции
ту ____ту 1 2СПад CoctI/ Гл_____
С'ИЗ.М — O'oct-!- z У Ск--------
— Uост (^Нпад
(35-10)
V
причем учтено, что vK^^-.
Из (35-10) следует, что в отличие
от схемы рис. 35-3,6 напряжение на
изоляции в рассматриваемом слу-
чае сильно зависит от амплитуды
падающей волны и волнового со-
противления линии, так как от этих
величин зависят ток в индуктивно-
сти линии и амплитуда колебаний
напряжения. Так же как и раньше,
напряжение на изоляции увеличи-
вается при увеличении длины воз-
душных соединительных проводов I.
Увеличение длины кабеля, напро-
тив, приводит к уменьшению напря-
жения на изоляции, так как при
этом возрастает емкость Ск и ам-
плитуда колебаний уменьшается.
Напряжение на изоляции зависит
также от длины волны, так как
в (35-10) Ппад означает мгновенное
значение напряжения падающей
волны в момент пробоя разрядника.
При воздействии на подстанцию
очень коротких волн разрядник мо-
жет вообще не сработать и напря-
жение по изоляции будет меньше
Пост-
35-5. ДОПУСТИМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
НА ИЗОЛЯЦИИ
Задача грозозащиты подстанций
заключается в таком размещении
вентильных разрядников на терри-
§ 35-6]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
347
тории подстанции, при кото-
ром напряжения во всех ее
точках не превышают допусти-
мых пределов.
Так как подстанции всегда
защищаются с очень высокой
степенью надежности, напря-
жения на изоляции будут до-
стигать расчетных величин о
очень редко, не более 2—3
раз в течение времени жизни обо-
рудования. Поэтому можно не счи-
таться с кумулятивным эффектом
воздействия перенапряжений и
в качестве допустимого принимать
импульсное испытательное напря-
жение.
Напряжение на изоляции пред-
ставляет собой длинную волну с ам-
плитудой, равной Пост, на которую
наложены или затухающие высоко-
частотные колебания, или кратко-
временный всплеск напряжения. По-
этому определяющим может являть-
ся испытательное напряжение как
при полной, так и при срезануой
волне. Для удобства анализа гро-
зозащиты подстанций работниками
Московского электрозавода на ос-
новании испытаний полной и сре-
занной волной для изоляции транс-
форматора построены так называе-
мые кривые выдерживаемого на-
пряжения, показанные на рис. 35-15.
Для того чтобы изоляция транс-
форматора была в безопасности,
кривая напряжения на ней должна
целиком лежать ниже выдерживае-
мого напряжения, как показано на
рис. 35-16 для номинального напря-
Рис. 35-15. Кривые выдерживаемого напря-
жения для трансформаторов различных но-
минальных напряжений.
'-<Дом = 220 кв: С7макс = 10Ю ке- 2~ином =
= ПО кв; пыакс = 550 ке; 3—UB0K =35 ке;
Рис. 35-16. Сравнение напряжения на изо-
ляции с выдерживаемым напряжением
1 — кривая выдерживаемого напряжения; 2—фор-
ма напряжения, ча изоляции, характерная для
схемы рис. 35-3,а; 3 — форма напряжения на изо-
ляции, характерная для схемы рис. 35-3,6; 4 —
форма напряжения на изоляции, характерная для
схемы рис. 35-12.
жения 220 кв. Из этого рисунка
видно, что для схем рис. 35-3 в боль-
шинстве случаев достаточно срав-
нить амплитуду напряжения на изо-
ляции с испытательным напряжени-
ем при срезанной волне, а для схе-
мы рис. 35-12 с испытательным на-
пряжением при полной волне.
Для внешней изоляции необхо-
димо ориентироваться уже не на ис-
пытательное напряжение, а на га-
рантированную импульсную проч-
ность соответственно при срезанной
или полной волне, так как ее вели-
чина определяется не кумулятив-
ным эффектом, как для трансформа-
торов, а возможными отклонениями
атмосферных условий от принятых
при испытаниях, например, при ра-
боте изоляции на большой высоте
над уровнем моря. Как следует из
гл. 13, гарантированная прочность
внешней изоляции больше испыта-
тельного напряжения трансформа-
торов, поэтому условия защиты для
внешней изоляции обычно получа-
ются облегченными. Если атмосфер
ные условия в месте расположения
подстанции (высота над уровнем
моря) известны, то координация мо-
жет осуществляться по фактической
импульсной прочности изоляции.
35-6. ИССЛЕДОВАНИЕ ГРОЗОЗАЩИТЫ
РЕАЛЬНЫХ ПОДСТАНЦИЙ
Даже в простейших схемах рас-
чет напряжения на изоляции под-
станции весьма громоздок либо мо-
348
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
жет проводиться ценой существен-
ных приближений с помощью схем
замещения. Расчетные схемы реаль-
ных подстанций настолько сложны,
что для них расчетное определение
напряжения становится вообще не-
возможным. Поэтому в последнее
время все более широкое распрост-
ранение получают эксперименталь-
ные методы. Исследования вначале
проводились на реальных подстан-
циях с использованием генератора
импульсных напряжений в качестве
источника. Однако эти опыты явля-
ются весьма громоздкими и могут
дать надежные результаты только
для той подстанции, на которой они
проводятся Поэтому основным ме-
тодом исследования грозозащиты
подстанций являются опыты на мо-
делях, в которых оборудование за-
меняется сосредоточенными емкос-
тями, ошиновка подстанции—цепо-
чечными схемами (реже отрезками
кабелей), вентильные разрядники—
специальными электронными схема-
ми. Источником напряжения в мо-
дели является генератор импульс-
ных напряжений (низкого напряже-
ния), который допускает изменение
в широких пределах амплитуды вол-
ны, а также длины волны и длины
фронта.
Неоднократно проводились сопо-
ставления результатов, полученных
на моделях с непосредственными
измерениями на подстанциях, одно
из таких сопоставлений приведено
на рис. 35-17. Все они подтвердили
полную надежность полученных
с помощью моделей данных, на ос-
новании которых в настоящее вре-
мя составляются все практические
рекомендации по защите подстан-
ций от набегающих волн.
Установка для исследования на
моделях («Анализатор грозозащиты
подстанций») содержит три основ-
ные части:
1. Генератор, который дает по-
вторные импульсы низкого напряже-
ния (порядка 50—200 в) 50 раз
в секунду; эти импульсы имитируют
волны атмосферных перенапряже-
ний, набегающие на подстанцию,
Рис. 35-17. Осциллограммы напряжений
в одной из точек реальной подстанции (а>
и модели (б).
т. е. их амплитуда и форма в опре-
деленных масштабах должны соот-
ветствовать амплитуде и форме ре-
альных волн.
2. Набор элементов (модели оши-
новки, оборудования, разрядников),
из которых может быть собрана мо-
дель любой подстанции.
3. Осциллоскоп для регистрации
напряжений в различных точках
схемы; подача отпирающего импуль-
са на модулятор и напряжения на
пластины временной развертки про-
исходит синхронно с работой гене-
ратора импульсов, поэтому на од-
ном и том же месте экрана 50 раз
в -секунду возникает изображение
волны исследуемого напряжения,
что воспринимается глазом, как не-
подвижное изображение.
Остановимся на моделировании
отдельных элементов схемы под-
станции. Отрезки шин моделируют-
ся цепочечными схемами, состоящи-
ми из П-образных ячеек, каждая из
которых обычно соответствует уча-
стку в 5 или 10 м. При больших
длинах ошиновки допустима замена
одной секцией более длинных участ-
ков. Индуктивность и емкость яче-
ек выбираются, исходя из волнового
сопротивления ошиновки. Так, при
35-6]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
349
Таблица 35-1
Эквивалентные емкости аппаратов 35—220 кв
«Название аппарата Характеристика аппарата Емкость, пкф
Пределы Среднее значение
Силовые транс- С емкостной компенсацией, боль- 1 000—3 000 1 500
форматоры шой мощности Без емкостной компенсации, ма- 300—1 000 500
Трансформа- ЛОЙ мощности 200—500 300
торы напряжения Выключатели Во включенном положении 300—800 500
В отключенном положении 200—500 300
Разъединители Во включенном положении 40—80 60
В отключенном положении 30—60 40
Проходные изо- Конденсаторного типа 150—300 200
л яторы Некоиденсаторного типа 100—200 150
.2=400 ом, о = 300 м/мксек, индуктив-
ность и емкость на метр длины
£'=— = 1,33 мкг/м и С'= — =
V ZV
= 8,33 пкф/м. Волновое сопротив-
ление 2=400 ом соответствует паде-
нию волны по одной фазе. При па-
лении волны по трем фазам волно-
вое сопротивление одной фазы воз-
растает вследствие влияния других
фаз. При этом токи через разряд-
ники уменьшаются, что приводит
также к незначительному уменьше-
нию остаточного напряжения.
Оборудование подстанции моде-
лируется сосредоточенными емко-
стями, величины которых выбира-
ются, исходя из табл. 35-1.
Следует отметить, что моделиро-
вание трансформатора емкостью
справедливо для промежутка вре-
мени в несколько микросекунд, по-
зволяет определить напряжение
только на вводе трансформатора и
не отражает процессов внутри обмот-
ки, в частности, повышений напря-
жения на изолированной нейтрали.
Искровые промежутки разрядни-
ка, трубчатые разрядники и другие
объекты с заданным пробивным на-
пряжением или вольт-секундной
характеристикой моделируются
с помощью тиратронов, у которых
момент и напряжение зажигания
регулируются путем изменения сме-
щения на сетке.
Моделирование нелинейного со-
противления вентильного разрядни-
ка основано на замене вольт-ампер-
ной характеристики разрядника ло-
маной линией, которая легко вос-
производится с помощью простых
электронных схем.
Исследование схемы защиты
подстанции на модели состоит из
следующих этапов:
1. Пользуясь схемой и конструк-
тивными чертежами, следует соста-
вить схему замещения подстанции,
т. е. заменить элементы оборудова-
ния (трансформаторы, выключате-
ли, разъединители) сосредоточенны-
ми емкостями, определить и нанести
на чертеж расстояния между ними
по ошиновке.
2. Полученная схема замещения,
содержащая емкости и отрезки оши-
новки, может быть исследована не-
посредственно на модели, но жела-
тельно эту схему предварительно
упростить, уменьшив количество
емкостей и сосредоточив их в глав-
нейших узлах схемы. Для этого
емкости переносятся в ближайшие
узлы согласно правилу моментов,
т. е. при переносе каждая емкость
делится на две части, величины ко-
торых обратно пропорциональны
расстояниям до ближайших узлов.
3. Полученная упрощенная схе-
ма собирается и исследуется на
модели, т. е. на вход схемы через
350
Грозозащита подстанций
[Гл. 35-
сопротивление, равное волновому
сопротивлению линии, подаются им-
пульсы от ГИН. Амплитуда «набе-
гающей» волны (равная половине
напряжения на выводах ГИН) при-
нимается равной разрядному на-
пряжению изоляции линии, а кру-
тизна изменяется. Регистрируются
потенциалы в узлах подстанции,
наиболее удаленных от разрядни-
ков.
4. Полученные величины сопо-
ставляются с гарантированной проч-
ностью или испытательным напря-
жением изоляции в соответствии
с соображениями, изложенными
в § 35-5: определяются опасные
(критические) крутизны, при кото-
рых напряжения в отдельных точ-
ках окажутся выше допустимых.
Учитывая вероятность возникнове-
ния таких крутизн, можно сделать
вывод относительно необходимой
длины подхода и надежности грозо-
защиты подстанции.
Рассмотрим в качестве примера
простую схему небольшой подстан-
ции НО кв, представленную на рис.
35-18,0. На рис. 35-18,6 дана схема
замещения подстанции при полном
числе включенных линий с указа-
нием расстояния между аппарату-
рой по ошиновке и обозначением ос-
новных узлов.
Если волна падает по линии Л-1
или Л-2, то вторая линия заменяет-
Л-1 1 7 7 № п 1(! _ е # щ
iw ^.зво ^рв
4 4 1 ,п 4 1 В
m W 7 7 10 F
IT---X Д. X—л
±:sm
то - v 4 4
М~2 И 7 7 10
* 7 * б)
Рис. 35-18. Однолинейная схема подстанции
НО кв (а) ,и ее схема замещения (б).
Рис. 35-19. Упрощенные схемы замещения
подстанции рис. 35-18,а для исследования-
на модели.
ся волновым сопротивлением. По-
скольку разрядник расположен не-
симметрично по отношению к обеим
линиям, возможны четыре варианта
расчетных схем: а) волна падает no-
линии Л-1, линия Л-2 включена;
б) волна падает по линии Л-1, ли-
ния Л-2 отключена; в) волна падает
по линии Л-2, линия Л-1 включена;,
г) волна падает по линии Л-2, ли-
ния Л-1 отключена. После разноса
емкостей в узлы получаются четыре-
схемы замещения для исследования
на модели, изображенные на рис.
35-19. Схемы 35-19,6, г могут быть.
§ 35-6 ]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
351
Рис. 35-20. Упрощенные схемы работы под-
станции рис. 35-18,а в тупиковом режиме.
подвергнуты дальнейшему упроще-
нию путем разноса емкостей в уз-
лах IV или // в соседние узлы. Тог-
да получаются схемы (рис. 35-20),
содержащие три характерные точки:
линейный разъединитель, узел, куда
включается разрядник, и трансфор-
матор; такая схема является типич-
ной для большинства подстанций
при их работе в тупиковом режиме.
На рис. 35-21 приведены образ-
цы осциллограмм напряжений в ха-
рактерных точках подстанций для
тупикового режима ее работы: на
разряднике, трансформаторе и разъ-
единителе линии, по которой падает
волна. Напряжение на трансфор-
маторе в тупиковом режиме имеет
колебательный характер (рис.
35-21 а), как и в рассмотренной
выше простейшей схеме рис. 35-3,6.
Кривые напряжения на линейном
разъединителе (рис. 35-21,6) не-
сколько отличаются от кривых, ко-
торые получаются в простейших
схемах некоторыми деталями; это
различие обусловлено наличием ем-
кости трансформатора. Отраженная
от емкости волна дает уступ на
фронте кривой напряжения; влия-
нием емкости объясняются также
колебания на хвосте волны. При от-
ключении емкости трансформатора
получается кривая, соответствую-
щая простейшей схеме (рис. 35-21,в).
На рис. 35-22 представлены кри-
вые зависимости напряжения на
трансформаторе и линейном разъ-
единителе подстанции 110 ке от кру-
тизны при амплитуде падающей
волны 900 и 750 кв, что соответст-
вует с некоторым округлением раз-
рядному напряжению изоляции ли-
нии на деревянных и металлических
опорах.
Напряжения на трансформаторе-
растут с увеличением крутизны.
Кривые напряжения на линейном
разъединителе имеют местный ма-
ксимум, который связан с тем, что
отраженная от емкости трансфор-
матора волна задерживает сраба-
тывание разрядника.
При уменьшении амплитуды па-
дающей волны с 900 до 750 кв на-
пряжения на трансформаторе ме-
няются незначительно. Напряжения
Рис. 35-21. Осциллограммы напряжения
в характерных точках подстанции
рис. 35-18.
а — напряжения на разряднике и трансформато-
ре; б — напряжения на разряднике и линейном
разъединителе; в — напряжение на линейном
разъединителе при отключенном трансформаторе.
352
Грозозащита подстанций
( Гл. 35
Рис. 35-22. Кривые зависимости напряжения на трансформаторе (Z и ///) и линейном
разъединителе (II и IV) от крутизны при амплитуде воздействующей волны 900 кв
(I и //) и 750 кв (III и /V).
Буквы у кривых соответствуют различным схемам рис. 35-19.
на линейном разъединителе умень-
шаются, причем максимумы сме-
щаются в область меньших крутизн.
Путем сопоставления кривых
рис. 35-22 с электрическими харак-
теристиками изоляции может быть
решен вопрос о допустимой крутиз-
не, которая не приводит к опасным
повышениям напряжения. Примем,
что подстанция работает на нулевой
отметке и отклонение относительной
плотности воздуха от стандартной
составляет не более 5%, т. е. проч-
ность внешней изоляции при сре-
занной волне составляет 0,95 С7ИСп=
= 0,95-600=570 кв. Прямые, харак-
теризующие импульсную прочность
внутренней и внешней изоляции
(550 и 570 кв), проведены на рис.
35-22, точка их пересечения с кри-
выми дает критическую крутизну.
Крутизны, меньше критической, не
должны приводить к опасным повы-
шениям напряжения и повреждению
или перекрытию изоляции.
Из рис. 35-22 следует, что в обоих
случаях (независимо от выполнения
линии) допустимая крутизна состав-
ляет 360 кв/мксек в тупиковом ре-
жиме и 450 кв!мксек при двух вклю-
ченных линиях, причем эта крутиз-
на определяется условиями рабо-
ты внутренней изоляции трансфор-
матора.
Определим, исходя из этих крутизн,
надежность зашиты подстанций. Примем,
что линии на металлических опорах имеют
тросы по всей длине. Для линий на метал-
лических опорах (L'5o%r^75O кв) указан-
ным выше крутизнам соответствуют длины
фронта Тф='2,1 мксек и 1,7 мксек. Приняв
радиус провода г=0,5 см и среднюю высо-
ту подвеса Л=12 Л(, по (30-39) и (30-46)
найдем, что при £7 = 750 кв под действием
короны длина фронта волны увеличивает-
§ 35-6]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
353
ся до 1,1 мксек на 1 км пробега. Поэтому
при одной включенной линии опасны толь-
ко волны, возникшие на проводе на рас-
стоянии меньше 1,9 км от подстанции,
а при двух включенных линиях — на рас-
стоянии 1,55 км.
Допустим, что линия НО ке имеет два
троса, подвешенных с углом защиты а=30°,
высота опор ЛОп = 20 м и сопротивление
их заземления R = 10 ом. Тогда по (34-20)
защитный уровень можно оценить величи-
750
ной /3 = 10_|_ оТб^го = 60 ка и веР0ЯТ
ность перекрытия изоляции на опоре Оперт—
= 0,10. Вероятность прорыва молнии через
, ЗОУ20_
тросовую защиту по (34-17) lgva= ——
— 4 — — 2,5 или va =0,0032. Пренебрегая
малой вероятностью перекрытия изоляции
при ударах молнии в середину пролета, на
основании (35-2) получим для подстанции
с одной подходящей линией число возмож-
ных случаев повреждения изоляции
1,9
ЛГ,= 1,8-12 (0,0032 + 0,050) = 0,022,
следовательно, показатель грозоупорности
1
(число лет безаварийной работы) --------
= 45 лет.
Для подстанции с двумя отходящими
линиями соответствующая величина будет:
„ 1>55
N2 =0,022-j-g - 2 = 0,036,
где множитель 2 учитывает то обстоятель-
ство, что волны могут приходить по обеим
линиям.
Таким образом, несмотря на то, что
в тупиковом режиме допустимая крутизна
оказывается меньше, показатель грозо-
упорности в этом режиме получается вы
ше, так как при двух линиях в 2 раза уве
личивается общее число волн, набегаю-
щих на подстанцию.
Для более мощных подстанций,
имеющих большое число отходящих
линий, условия могут быть другими.
Действительно, при наличии на под-
станции п постоянно включенных
линий с волновым сопротивлением г
при падении волны по одной из них
суммарное волновое сопротивление
отходящих линий равно гэ= п__
При определенном числе п это со-
противление делается равным со-
противлению вентильного разрядни-
ка при предельно допустимом токе.
Если принять, что волновое со-
противление линии равно 400 ом и
не зависит от номинального напря-
жения, то число линий, эквивалент-
ных по сопротивлению вентильному
разряднику, может быть оценено
с помощью табл. 35-2.
Таблица 35-2
Номиналь- ное на- пряжение, кв Сопротивление вентильного раз- рядника, ом, при импульсном токе Эквивалентное число линий при токе
5 ка (0 ка 5 ка !П ка
35 26 14,3 16 29
ПО 67 36,7 7 12
154 93 61,0 5 9
220 134 73,4 4 6
500 212 117 3 4
Из таблицы следует, что на под-
станциях 35 кв увеличение числа от-
ходящих линий до пяти-шести не
может существенно сказаться на из-
менении напряжения на изоляции,
так как их эквивалентное сопротив-
ление значительно больше сопротив-
ления разрядника. Вместе с тем об-
щее число воздействующих на под-
станцию волн сильно увеличится.
Поэтому тупиковые подстанции
35 ке, как правило, имеют наимень-
ший показатель грозоупорности.
Для подстанций 220 кв эквива-
лентное разряднику сопротивление
имеют три—пять отходящих линий
(общее число линий четыре—шесть).
При таком числе линий, казалось
23—314
§
Грозозащита подстанций [ Гл. 35
§ 35-6]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
355
бы, можно вообще отказаться
от установки вентильного раз-
рядника Однако такое реше-
ние может быть принято толь-
ко после тщательного исследо-
вания на модели, так как из-за
большого числа воздействую-
щих на подстанцию волн пока-
затель грозоупорности подстан-
ции без разрядника может ока-
заться неудовлетворительным.
Рассмотрим в качестве при-
мера защиту распредустройст-
ва 220 кв с двойной системой
шин, двумя трансформатора-
ми, четырьмя линиями. Одно-
линейная схема этой подстан-
ции с указанием основных раз-
меров приведена на рис. 35-23,0
(разрез по линейной и трансформа-
торной ячейке, откуда взяты основ-
ные размеры, дан на рис. 35-23.6).
Для того чтобы избежать чрез-
мерного усложнения исследуемой
схемы, рассмотрим случай, когда
все линии и трансформаторы рабо-
тают на одной системе шин. На рис.
35-24 изображена преобразованная
схема для исследования на модели
после замены коротких отрезков
шин и оборудования емкостями и
разноса емкостей в узлы. В опытах
постоянно включенными были ли-
ния 1 и трансформатор 2, все ос-
тальные линии и трансформатор 1
поочередно отключались (значения
емкости в узлах при отключенных
линиях и трансформаторе 1 указа-
ны в скобках).
При полном числе включенных
линий кривые напряжения на транс-
форматорах, так же как и в простей-
ших схемах, имеют колебательный
характер, а напряжение на линей-
ном разъединителе характеризуется
коротким пиком напряжения, на-
кладывающимся на напряжение раз-
рядника. Однако спад напряжения
на линейном разъединителе имеет
место после прихода волны, отра-
женной от узла II, в частности от
емкости оборудования; волна, отра-
женная от разрядника, приходит
значительно позже и оказывает
влияние только на хвост волны.
___Ш(Т-0
W70
1 72 Ш gg
____К (Т-2)
2080^=
Рис. 35-24. Упрощенная схема подстанции 220
рис. 35-23 для исследования на модели.
Естественная защита подстанции
отходящими линиями может ока-
заться более эффективной, чем за-
щита разрядником в тупиковом
режиме, так как волновое сопротив-
ление линий включено с самого
начала процесса и распределено
между отдельными точками под-
станции. Благодаря наличию отхо-
дящих линий и емкости оборудова-
ния шины держат напряжение, и
колебания возникают на участках
между узлами /, /// и IX и шинами
(а не разрядником).
Влияние ОТХОДЯЩИХ ЛИНИЙ! и
трансформатора Т-1 иллюстрирует-
ся рис. 35-25 и 35-26. Кривые рис.
35-25,а сняты при трех включенных
линиях и дают зависимость напря-
жения в характерных точках под-
станции от номера отключенной ли-
нии. На чертеже (в скобках) ука-
заны значения напряжения при че-
тырех включенных линиях. Из кри-
вых следует, что максимальное на-
пряжение на линейном разъедини-
теле практически не зависит или
очень мало зависит от номера от-
ключенной линии. Что касается на-
пряжения на трансформаторах, то
наибольшее влияние оказывает та
линия, которая расположена ближе
к трансформатору. Это подтвер?
ждается также кривыми рис. 35-25,6;.
где даны напряжения при двухч
включенных линиях в зависимости.!
23*
Рис. 35-25. Влияние линий и трансформатора Т-1 на напряжения в характерных точках
подстанции при падении волны с амплитудой 17пад= 1 200 кв и длиной фронта
тф = 1 мксек по линии Л-1
а—зависимость напряжения от номера отключенной линии при трех включенных линиях; б —зависимость
напряжения от номера второй включенной линии при двух включенных линиях; -Q---0-------Т-1
включен;------X-------X-------X----Т-1 отключен-
от номера второй включенной ли-
нии.
На рис. 35-26 приведена зависи-
мость наибольшего напряжения
в тех же характерных точках под-
станции от числа включенных линий.
Кривые показывают, что число
включенных линий мало влияет на
амплитуду напряжения на линейном
разъединителе. Значительно больше
влияет трансформатор Т-1. Это объ-
ясняется тем, что к узлу 1(ЛР)
:прежде всего подходит волна, отра-
женная от узла //, в который вклю-
чен трансформатор Т-1. Благодаря
'Рис. 35-26. Зависимость напряжения в ха-
рактерных точках подстанции от числа
включенных линий.
---О----О---Т-1 включен,-----X — — X------ИТ
отключен.
наличию емкости в этом узле сразу
после прихода отраженной волны
наступает резкий спад напряжения;
последующие отражения влияют на
хвост волны и ограничивают напря-
жение после того, как емкость
в узле 11 зарядится. При отключен-
ном трансформаторе Т-1, емкость
в узле 11 меньше и влияние линий
сказывается в большей мере.
Напряжения на трансформато-
рах Т-1 и Т-2 сильно зависят от чи-
сла включенных линий. С увеличе-
нием числа включенных линий сни-
жаются крутизна волны, приходя-
щей к разряднику, и остающееся
напряжение на разряднике, увеличи-
вается затухание. Включение транс-
форматора Т-1 равносильно увели-
чению емкости вблизи ввода под-
станции; емкость, расположенная
до разрядника, по ходу волны
уменьшает крутизну, что приводит
к снижению перенапряжений на
трансформаторе Т-2.
На рис. 35-27 приведены зависи-
мости напряжений на ЛР, Т-1 и Т-2
от крутизны как при полном, так и
сокращенном числе трансформато-
ров и линий. Обращает на себя
внимание то обстоятельство, что
кривые зависимости напряжения
на трансформаторах от крутизны
идут очень полого в области боль-
ших крутизн. В схеме с сокращен-
ным числом линий и одним транс-
§ 35-6]
Исследование грозозащиты реальных подстанций
357
форматором это объясняет-
ся тем, что напряжение при-
ближается к своему преде-
лу— двойному остающемуся
напряжению разрядника. В
полной схеме ток через раз-
рядник и остающееся напря-
жение резко снижаются за
счет отсоса тока отходящи-
ми линиями; кроме того,
фронт волны, проникающей
в глубь подстанции, на-
столько сглаживается под
влиянием отходящих линий
и емкостей, что почти пере-
стает зависеть от крутизны
волны, набегающей на под-
станцию. По этим же причинам уве-
личение расстояния между шинами
и трансформатором не дает суще-
ственного возрастания напряжения
на трансформаторе в отличие от
простейших схем.
Из сопоставления испытательно-
го напряжения трансформатора при
срезанной волне (1 090 ке) с макси-
мальными значениями напряжения
по кривым рис. 35-27 следует, что
перенапряжения могут достигнуть
опасного предела только при непол-
ном числе включенных линий и
трансформаторов, например при од-
ном трансформаторе и двух линиях;
последний режим может иметь мес-
то длительно в начальный период
работы подстанции или кратковре-
менно при нарушениях нормальной
работы, в частности при ремонте
шиносоединительного выключателя
или одной системы шин. В этих
опасных случаях критическая кру-
тизна получается очень малой.В ту-
пиковом режиме получаем значение
критической крутизны 800 кв!мксек
(2,6 кв/.и), что соответствует длине
фронта 1,5 мксек и длине опасной
зоны приблизительно в 1 км.
Напряжение на линейном разъ-
единителе в полной схеме резко из-
меняется с увеличением крутизны.
Критическая крутизна может быть
найдена непосредственно из рисун-
ка. Однако ее приближенная оцен-
ка может быть сделана также на
основании общих соображений. Как
Рис. 35-27. Кривые зависимости напряжения в харак-
терных точках подстанции от крутизны.
Сплошные линии —полная схема;
штрихпунктир — трансформатор Г-/ отключен, одна линия;
пунктир — трансформатор Г-2 включен, две линии.
указывалось выше, при больших
крутизнах рост напряжения на ЛР'
прекращается после прихода волны,,
отраженной от ближайшего узла»
т. е. приближенно
91
где I — расстояние от разъединителя
до ближайшего узла, м.
Если приравнять Unp к испы-
тательному напряжению разъедини-
теля Uucn (или гарантированной
прочности), а крутизну аи выразить
через амплитуду падающей волны
и длину фронта Тф=ух, то получим,
что расстояние х, за пределами ко-
торого удары молнии безопасны
для подстанции
21
V
•As —-- г • *
U ИСП Y
Обычно U^, т. е. разрядное напря-
жение изоляции линии с учетом по-
правок на атмосферные условия, на'
10—20°/„ выше, чем гарантированная
прочность или испытательное напря-
жение линейного разъединителя..
Тогда х, выраженное в метрах,
равно:
Приняв у = 1,5 мксек/км, 1 = 72 м,
получим:
8-72
х = ~ = 370 м = 0,37 км.
1 ,э
358
Грозозащита подстанций
[ Гл. 35
Длина условного подхода полу-
чилась очень малой, т. е. опасными
являются только удары в непосред-
ственной близости от подстанции
(один-два пролета). Но при боль-
шем числе линий п произведение пх
может оказаться больше, чем дли-
на безопасной зоны, найденная по
тупиковому режиму.
При работе на двух системах
шин общая протяженность ошинов-
ки в схеме защиты увеличивается,
так как длина проводов в ячейке
шиносоединительного выключателя
•составляет около 100 м. Но зато
при этом нормально включены два
разрядника (по одному в каждой
системе шин) и расстояние каждого
трансформатора до ближайшего
разрядника остается таким же, как
и при работе на одной системе шин.
Никакого принципиального разли-
чия при работе на одной или двух
системах шин не наблюдается, но
количественные результаты во вто-
ром случае получаются более бла-
гоприятными, так как остаточное
напряжение на разрядниках умень-
шается вследствие того, что общий
ток распределяется между двумя
разрядниками.
Принципиально по другому дол-
жна оцениваться надежность гро-
зозащиты подстанций, где присоеди-
нение трансформаторов к шинам
•ОРУ осуществляется кабелями вы-
сокого напряжения. В § 35-4 было
показано, что напряжение на транс-
форматоре, включенном через ка-
(бель, зависит не от крутизны, а от
длины и амплитуды падающей вол-
ям, т. е. опасными являются не об-
ратные перекрытия вблизи подстан-
щии. а прорывы молнии по всейдли-
:не линии или прямые удары в про-
ход, не сопровождающиеся пере-
крытием на землю, если линия не
имеет тросов по всей длине. Для
определения надежности грозоза-
щиты следует снять зависимость
.максимального напряжения на
(трансформаторе от амплитуды па-
дающей волны при достаточно боль-
шой длине волны (40—50 мксек) и
сравнить полученные значения на-
пряжения с импульсной прочностью
трансформатора и кабеля при пол-
ной волне, так как полупериод ко-
лебания напряжения на трансфор-
маторе измеряется не микросекун-
дами, а десятками микросекунд.
Кроме того, поскольку опасность
для изоляции могут представлять
не только близкие, но и отдаленные
удары, то, по-видимому, следует
учитывать кумулятивный эффект,
т. е. принимать во внимание не ис-
пытательное напряжение, а гаран-
тированную прочность трансформа-
тора и кабеля. Путем сравнения
этой гарантированной прочности и
напряжений на трансформаторе оп-
ределяются амплитуды набегающих
волн, которые представляют опас-
ность для трансформаторной и ка-
бельной изоляции.
Энергосистемы СССР еще не
имеют опыта эксплуатации подстан-
ций с кабельными присоединениями.
Однако первые работы в этом на-
правлении показывают, что опасные
перенапряжения на кабелях, защи-
щенных разрядниками на шинах,
могут возникать в исключительно
редких, особенно неблагоприятных
случаях.
Выше мы рассматривали приме-
ры подстанций, на которых распо-
ложение разрядника было фиксиро-
вано, и задача заключалась лишь
в определении показателя грозо-
упорности подстанций, т. е. число
лет безаварийной работы. При про-
ектировании подстанций следует
провести аналогичные оценки и вы-
брать такое место расположения
разрядника, при котором показатель
грозоупорности является наиболь-
шим. В тупиковых подстанциях раз-
рядник обычно выгодно распола-
гать приблизительно в центре тяже-
сти подстанций, т. е. на одинаковых
расстояниях от наиболее удаленных
ее точек. В проходных подстанциях
наивыгоднейшее расположение раз-
рядника может быть иным из-за
влияния отходящих линий.
В подстанциях со сложной схе-
мой, когда расстояния по ошиновке
получаются весьма большими, уста-
§ 36-2 j Грозозащита генераторов, работающих через трансформаторы
359
новка одного разрядника может
обеспечить слишком низкий показа-
тель грозоупорности и приходится
устанавливать два комплекта раз-
рядников, наивыгоднейшее располо-
жение которых также определяется
экспериментально.
Описанную выше методику опыт-
ного исследования подстанций на
моделях целесообразно использо-
вать для всех проектируемых под-
станций. Однако в связи с недоста-
точным количеством анализаторов
грозозащиты исследования проведе-
ны лишь для типовых схем, по ана-
логии с которыми и осуществляется
защита сходных подстанций.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ШЕСТАЯ
ГРОЗОЗАЩИТА ВРАЩАЮЩИХСЯ МАШИН
36-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Грозозащита вращающихся ма-
шин (генераторов, двигателей)
в основном осуществляется так же,
как подстанций, но изоляция ма-
шин имеет значительно меньшую
гарантированную импульсную проч-
ность, чем изоляция трансформа-
торов того же номинального на-
пряжения. В табл. 36-1 для сравне-
ния приведены значения гаранти-
рованной импульсной прочности
frapS—|- изоляции генераторов
и трансформаторов, а также оста-
точные напряжения на нормальных
вентильных разрядниках и разряд-
никах с магнитным гашением дуги
при токе 5 000 а.
Из табл. 36-1 видно, что защита
трансформаторов 3—10 кв с по-
мощью нормальных разрядников
серии РВС осуществляется весьма
надежно, так как остаточное напря-
жение на разряднике значительно
ниже гарантированной импульсной
прочности изоляции (для напряже-
ния 3 кв почти в 2,5 раза, а для
10 кв — на 30%). Выпускавшиеся
прежде специальные разрядники
серии РВВМ не обеспечивали защи-
ты генераторов, так как остающееся
на них напряжение превышало га-
рантированную импульсную проч-
ность изоляции генераторов. Новые
разрядники с магнитным гашением
дуги имеют значительно лучшие
характеристики, однако и они обе-
спечивают превышение прочности
изоляции по отношению к остаточ-
ному напряжению на разряднике
всего на 5—10%. Естественно, что
в этих условиях всегда стремятся
ограничить вероятность воздейст-
вия атмосферных перенапряжений
на изоляцию генераторов, избегая
их непосредственного включения на
воздушные линии.
36-2. ГРОЗОЗАЩИТА ГЕНЕРАТОРОВ,
РАБОТАЮЩИХ НА ВОЗДУШНЫЕ
ЛИНИИ ЧЕРЕЗ
ТРАНСФОРМАТОРЫ
Генераторы мощных электриче-
ских станций, особенно работающих
по блочной схеме, обычно соеди-
Таблица 36-1
Координация изоляции трансформаторов и вращающихся машин
напряжением 3—10 кв
Показатели Оборудование Номинальное напряжение, кв
3 6 10
Гарантированная импульсная Трансформаторы 36,5 49,5 65
прочность, КВмакс Генераторы 10 21 32,5
Остаточное напряжение вен- РВС 14,5 27 45
тильных разрядников РВВМ* 12 23 38
С магнитным гашением 9,5 18 30
Для тока 3 000 а.
360
Грозозащита вращающихся машин
[ Гл. 3&
Рис. 36-1. Работа генератора на воздушную
линию через трансформатор.
няются с воздушными линиями че-
рез обмотки трансформаторов
(рис. 36-1). Сторона высокого на-
пряжения защищается от атмо-
сферных перенапряжений в соответ-
ствии с правилами грозозащиты
подстанций (см. гл. 35), следова-
тельно, к обмотке высокого напря-
жения трансформатора может быть
приложено напряжение, амплиту-
да которого не превосходит испы-
тательного напряжения для данного
трансформатора. На изоляцию ге-
нератора при этом будет воздейст-
вовать некоторая часть этого на-
пряжения, которая будет передана
от обмотки высокого напряжения
к обмотке низкого напряжения.
Возможны два основных пути пере-
хода волны через обмотки транс-
форматоров.
а) Емкостная передача напряжения
через обмотки трансформаторов
В гл. 16 указывалось, что при
воздействии импульсной волны на
трансформ'атор в обмотке устанав-
ливается распределение напряже-
ния, определяемое емкостями об-
мотки, которое в дальнейшем не-
прерывно изменяется в связи с раз-
витием собственных колебаний. Од-
нако к моменту максимума напря-
жения, который обычно наступает
в пределах нескольких микросе-
кунд, распределение напряжения
все еще близко к начальному, что,
собственно, и позволяло при ана-
лизе схем защиты подстанций
(см. гл. 35) заменять трансформа-
тор его входной емкостью. В двух-
обмоточном трансформаторе, поми-
мо продольных емкостей и емко-
стей обмоток относительно земли,,
существуют также и емкости меж-
ду обмотками, которые также име-
ют распределенный характер, так
что полная емкостная схема транс-
форматора имеет вид, показанный
на рис. 36-2, где 1 — обмотка вы-
сокого напряжения, 2— обмотка
низкого напряжения.
Если продольные емкости К2 об-
мотки низкого напряжения были бы
пренебрежимо малы, каждый эле-
мент этой обмотки был бы незави-
сим от остальных и напряжение
в любой ее точке можно было бы
подсчитать по формуле
U2(x) = UAx)c-^r . (36-1)
2 I Ь12
В действительности, из-за на-
личия связи между отдельными
элементами обмотки низкого на-
пряжения происходит перераспре-
деление потенциала и распределе-
ние напряжения во вторичной об-
мотке имеет другой характер, чем.
в первичной. Соответствующие рас-
четы весьма громоздки и не при-
водятся в настоящей книге, так
как (36-1) дает все же достаточно-
правильное представление о поряд-
ке величины.
На рис. 36-3 приведены кривые
распределения напряжения вдоль
обеих обмоток трансформатора.
Из этих кривых следует, что рас-
чет по (36-1) дает преувеличенное
значение напряжения в начале об-
мотки и, наоборот, несколько пре-
уменьшенное для конца обмотки.
Следует иметь в виду, что-
и (36-1) и кривые рис. 36-3 отно-
сятся к случаю, когда обмотка низ-
Рис. 36-2. Емкостная схема двухобмоточно-
го трансформатора.
§ 36-2] Грозозащита генераторов, работающих через трансформаторы
361
Рис. 36-3. Распределение напряжения вдоль
обмоток трансформатора (Ci = 2 000 пф,
С2=6000 пф, С!2=300 пф, /С =20 пф,
/<2=30 пф).
1—первичная обмотка; 2—вторичная обмотка —
расчет по точному методу; 3 — вторичная обмот-
ка [формула (36-1)].
кого напряжения трансформатора
разомкнута. В интересующем же
нас случае она присоединена к ге-
нератору, т. е. параллельно емко-
сти С2 присоединена емкость обмот-
ки генератора и всех соединитель-
ных шин или кабелей (некоторая
дополнительная емкость С). Если
бы емкости С2 и С12 были сосредо-
точенными, напряжение на зажи-
мах генератора в этом случае было
бы равно:
^2 = ^1 (36-2)
т. е. включение на зажимы генера-
тора, например, емкости С=
= (C2 + Ci2) уменьшало бы напря-
жение в 2 раза. В действительно-
сти влияние емкости, включенной
на зажимах вторичной обмотки,
еще больше. Из рис. 36-3 видно,
что заметное напряжение наводит-
ся лишь на ’/б обмотки. Следова-
тельно, в передаче напряжения
участвует не вся емкость С!2 и С2,
а лишь ’/в часть этой емкости. По-
этому присоединение к шинам до-
полнительной емкости С=(С2 +
+ С12) уменьшит напряжение не
в 2 раза, а по крайней мере в 5—
6 раз. Поскольку абсолютная вели-
чина собственной емкости обмотки
низкого напряжения невелика, на-
личие даже коротких участков ка-
беля (порядка нескольких десятков,
метров) снижает напряжение до ве-
личины, абсолютно безопасной для
изоляции генератора.
б) Электромагнитная передача
напряжения через обмотки
трансформаторов
Если передача напряжения че-
рез емкостные связи определяется
главным образом первоначальным
распределением напряжения, то
электромагнитная передача проис-
ходит в процессе собственных коле-
баний обмоток, из которых основ-
ное значение имеет первая гармо-
ника. Это обстоятельство позволяет
использовать для приближенного
анализа обычную схему замещения
трансформатора, показанную на
рис. 36-4, на которой £д и L2 озна-
чают индуктивности рассеяния
первичной и вторичной обмоток,
LM — индуктивность намагничения,
С—суммарная емкость, включен-
ная на стороне низкого напряже-
ния (в том числе и емкость самой
обмотки), z—волновое сопротивле-
ние обмотки генератора.
Если емкость С равна нулю, то
при включении на первичную об-
мотку прямоугольной волны с ам-
плитудой Uq напряжение на вто-
ричной обмотке с учетом того, что
Лм 5г> -|-L2 равно:
uz = ^^-e~tlT), (36-3)
где Т = - L1 + , п — коэффициент
трансформации.
Рис. 36-4. Схема замещения для анализа
электромагнитной передачи напряжения че-
рез обмотки трансформатора.
362
Грпзозащита вращающихся машин
[ Гл. 36
Индуктивность рассеяния транс-
форматора, приведенная к стороне
низкого напряжения,
( J ^к"/оУн
+ Рн-31,4 ’
где (7Н— номинальное напряжение,
кв и Рн— поминальная мощность,
ква. Например, для трансформато-
ра 121/10 кв мощностью 31 500 ква
А1+£2=Ю_3 гн. Волновое сопро-
тивление генератора такой мощно-
сти имеет величину около 40 ом..
Следовательно, постоянная време-
ни Т имеет порядок 25 мксек.
Напряжение на зажимах транс-
форматора состоит из остаточного
напряжения на разряднике с нало-
женными на него колебаниями
(см. гл. 35), период которых состав-
ляет несколько микросекунд, т. е.
значительно меньше, чем постоян-
ная времени Т. Поэтому при пере-
даче через обмотку трансформато-
ра эти колебания будут значитель-
но сглажены и в качестве Uo сле-
дует принимать величину остаточ-
ного напряжения на разряднике,
установленном на стороне высоко-
го напряжения.
Если емкость С на стороне низ-
кого напряжения отлична от нуля, то
в схеме возникают собственные ко-
й - 1
лебания с частотой <о=—=._ ,,
ГсоТ+Т?
которые накладываются на напряже-
ние UJn. В пределе напряжение на
генераторе могло бы достигнуть ве-
личины 2 . Однако в связи с демп-
фирующим действием волнового
сопротивления генератора эти ко-
лебания сильно затухают, а в боль-
шинстве случаев полностью демп-
фируются. Для демпфирования ко-
лебаний в схеме рис. 36-4, как из-
вестно, необходимо выполнение не-
равенства
В рассмотренном нами примере,
колебания будут демпфированы во
всех случаях, когда емкость
у-, L} -j- Z-2 1 000 п 1 С .1.
С < 4г5 4-1 600 = °’15 МКФ-
В большинстве случаев это нера-
венство выполняется, но из этого
примера следует, что чрезмерно
большие емкости на шинах могут
иметь вредное влияние.
Если принять, что собственные
колебания во вторичной цепи
демпфированы, то при современных
магнитно-вентильных разрядниках,
установленных на стороне высоко-
го напряжения, никакой дополни-
тельной защиты на стороне генера-
торного напряжения не требуется.
Действительно, например, для
трансформатора 121/11 кв. п=11;
(7ост=265 кв (табл. 33-6) и макси-
мальное напряжение на обмотке
генератора будет равно Гамаке =
=-j-j- =24 кв, что в соответствии
с табл. 36-1 безопасно для изоляции
генераторов с номинальным напря-
жением 10 кв.
Поэтому обычно принято счи-
тать, что генераторы, соединенные
с воздушными линиями с помощью
трансформаторов, не требуют ника-
кой дополнительной защиты от ат-
мосферных перенапряжений и на
генераторном напряжении вентиль-
ные разрядники могут не устанав-
ливаться. При этом следует, одна-
ко, иметь в виду, что могут быть
случаи (большая емкость на ши-
нах, маломощные генераторы), при
которых свободные колебания вто-
ричной цепи окажутся незадемпфи-
рованными, и напряжение на гене-
раторе превысит допустимое. В этих
случаях следует разрядники на ге-
нераторном напряжении устанав-
ливать.
36-3. ГРОЗОЗАЩИТА ГЕНЕРАТОРОВ,
СОЕДИНЕННЫХ НЕПОСРЕДСТВЕННО
С ВОЗДУШНЫМИ ЛИНИЯМИ
Грозозащита генераторов, со-
единенных непосредственно с воз-
душными линиями, может быть
в принципе осуществлена теми же
средствами, что и грозозащита под-
станций, т. е. на шинах генератор-
ного напряжения устанавливается
§ 36-3]
Грозозащита генераторов, работающих на воздушные линии
363
вентильный разрядник, на линии
выделяется подход, в начале кото-
рого устанавливается трубчатый
разрядник. Однако при этом в схе-
мах грозозащиты вращающихся ма-
шин имеются следующие особен-
ности:
а) На шинах должен устанав-
ливаться вентильный разрядник
•специального типа, обязательно
с магнитным гашением дуги.
б) Так как подход линии к стан-
ции проходит обычно по застроен-
ной местности, обеспечивается его
•естественная экранировка от пря-
мых ударов молнии. Поэтому защи-
та подхода в большинстве случаев
не предусматривается. В тех слу-
чаях, когда линия проходит по от-
крытой местности, подход должен
быть защищен стержневыми или
тросовыми молниеотводами.
в) Помимо вентильного разряд-
ника на шинах станции устанавли-
ваются конденсаторы емкостью
порядка 0,5 мкф на фазу, предна-
значенные для ограничения крутиз-
ны напряжения на зажимах гене-
ратора.
Принципиальная схема защиты
генератора, присоединенного непо-
средственно к воздушной линии, по-
казана на рис. 36-5.
Вентильные разрядники, предна-
значенные для защиты вращающих-
ся машин, имеют пониженное остаю-
щееся напряжение, при импульс-
ных токах порядка 5 ка их вен-
тильные диски обладают низкими
сопротивлениями (2—6 ом в зави-
симости от номинального напряже-
ния). Поэтому, для того чтобы
ограничить величину тока через
вентильный разрядник, необходимо
было бы сопротивление заземления
трубчатого разрядника делать
очень малым (менее 1 ом).
Так как осуществление заземли-
теля с такой величиной импульс-
ного сопротивления практически
невозможно, приходится на подходе
устанавливать два или даже три
комплекта трубчатых разрядников
с сопротивлением заземления каж-
дого комплекта порядка 3 ом. Од-
Рис. 36-5. Схема защиты с воздушным под-
ходом.
нако и такое сопротивление воз-
можно выполнить только в хоро-
ших грунтах путем устройства
сложной заземляющей системы. По-
этому на практике часто применя-
ют большие значения сопротивле-
ний, благодаря чему надежность
схемы резко уменьшается. Кроме
того, при наличии нескольких ком-
плектов трубчатых разрядников
могут быть случаи, когда сработает
только один из них, участвовать
в отводе тока молнии в землю бу-
дет только один заземлитель и не-
обходимое ограничение тока через
вентильный разрядник не будет до-
стигнуто.
Таким образом, основными пре-
пятствиями для создания надежной
схемы защиты с воздушным подхо-
дом является невозможность созда-
ния одного заземлителя с импульс-
ным сопротивлением менее 1 ом и
недостаточно низкие пробивные на-
пряжения существующих трубча-
тых разрядников, благодаря чему
не во всех случаях обеспечивается
работа всех установленных на под-
ходе разрядников.
Конечно, уменьшение тока через
вентильный разрядник на шинах
может быть получено не только
уменьшением сопротивления за-
земления РТ, но и увеличением дли-
ны подхода. Однако при этом дли-
ну подхода необходимо было бы
довести до нескольких километров,
т. е. практически всю линию счи-
тать подходом. Защита линий на
всем протяжении стержневыми
молниеотводами, конечно, пол-
ностью решала бы проблему гро-
зозащиты генераторов, но совер-
364
Грозозащита вращающихся машин
[ Гл. 36
Рис. 36-6. Использование защитных свойств
кабельной вставки.
шенно неприемлема по экономиче-
ским соображениям.
Воздушные линии электропере-
дачи редко заводятся непосредст-
венно в распределительные устрой-
ства станций. В большинстве слу-
чаев между линией и зданием
станции имеется кабельная вставка
длиной 50 м и более. Наличие этой
кабельной вставки открывает не-
которые дополнительные возможно-
сти для грозозащиты вращающих-
ся машин. Если в месте перехода
воздушной линии в кабель устано-
вить трубчатый разрядник (рис.
36-6), то при срабатывании этого
разрядника жила кабеля оказы-
вается накоротко соединенной
с оболочкой, и они приобретают
одинаковое напряжение относи-
тельно земли. Под действием этого
напряжения вдоль кабеля будет
двигаться волна тока по направле-
нию к станции. Вследствие поверх-
ностного эффекта этот ток будет
проходить только по оболочке ка-
беля, ток же в жиле будет отсутст-
вовать. Если кабель проложен не-
посредственно в земле, то часть
тока будет стекать с оболочки
в землю по пути к станции, а осталь-
ная часть тока замкнется через за-
земляющий контур станции. Если
бы активное сопротивление оболоч-
ки было равно нулю, то на всем
протяжении кабеля жила пассивно
воспринимала бы потенциал обо-
лочки и напряжение между ними
отсутствовало бы. При наличии ак-
тивного сопротивления оболочки
между нею и жилой возникает на-
пряжение, равное падению напря-
жения в этом активном сопротив-
лении от проходящего по оболочке
тока. Так как активное сопротив-
ление оболочек кабелей составляет
доли ома на 1 км, то величина это-
го падения напряжения даже при
больших токах молнии и длинных
кабельных вставках оказывается
значительно ниже импульсной проч-
ности изоляции электрической ма-
шины. Если на станционном конце
жилы кабеля присоединены непо-
средственно к обмотке машины,
а оболочка — к заземляющему кон-
туру и корпусу генератора, то на-
пряжение на изоляции генератора
не превысит допустимых величин.
Таким образом, схема с кабельной
вставкой при условии надежного
срабатывания трубчатого разрядни-
ка обладает очень большим уров-
нем грозоупорности.
К сожалению, это условие да-
леко не всегда выполняется. Труб-
чатые разрядники генераторного
напряжения обладают пробивными
напряжениями, значительно превы-
шающими пробивные напряжения
станционных вентильных разряд-
ников. Вместе с тем разрядник
в схеме рис. 36-6 установлен па-
раллельно с кабелем, волновое со-
противление которого может иметь
величину порядка 15—20 ом и
меньше. Поэтому, если с воздуш-
ной линии падает волна даже
с очень большой амплитудой по-
рядка 400—500 кв, она не вызовет
работы разрядника, так как коэф-
фициент преломления в месте его
установки меньше 0,1. Волна, про-
пущенная трубчатым разрядником,
приведет к срабатыванию вентиль-
ного разрядника на шинах, благо-
даря чему отраженная от станции
волна будет иметь отрицательный
знак, а следовательно, еще больше
затруднит работу трубчатого раз-
рядника. Поэтому, если этот разряд-
ник в конце концов и сработает,
то уже после того, как ток через
вентильный разрядник на шинах
возрастет до недопустимо больших
величин.
Для улучшения защитных
свойств схемы можно установить
индуктивность либо между воздуш-
ной линией и кабелем, либо на
станционном конце кабеля. В первом
Заземление нейтрали электрических систем
365
Рис. 36-7. Схема защиты с индуктивностью
в начале кабельной вставки.
Рис. 36-8. Схема защиты с кабельной
вставкой и реактором.
случае (рис. 36-7) индуктивность
может быть небольшой (порядка
50—100 мкгн), во втором случае ее
•величина должна быть значительно
больше. Этот второй случай (рис.
36-8) соответствует схемам с реак-
торами, которые устанавливаются
для ограничения токов короткого
замыкания. Обе эти схемы обеспе-
чивают весьма высокую надеж-
ность грозозащиты вращающихся
машин, однако пока не нашли ши-
рокого распространения.
В связи с трудностями осуще-
ствления надежных схем грозоза-
щиты вращающихся машин в на-
стоящее время запрещается вклю-
чать на воздушные линии генера-
торы мощностью 15 000 кеа и бо-
лее. В случае необходимости отбо-
ра мощности на генераторном на-
пряжении применяются кабельные
линии или машины соединяются
с воздушными линиями через транс-
форматоры с коэффициентом транс-
формации 1 : 1.
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ СЕДЬМАЯ
ЗАЗЕМЛЕНИЕ НЕЙТРАЛИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Выбор способа заземления ней-
трали связан главным образом
с поведением системы при замыка-
ниях на землю и представляет со-
•бой комплексную проблему, так
как является результатом учета
•большого числа многообразных
факторов. Как известно, подавляю-
щее большинство замыканий на
землю возникает на линиях элек-
тропередачи в результате импульс-
ного перекрытия изоляции при раз-
рядах молнии с последующим пере-
ходом импульсного перекрытия
в дуговой разряд. Принятый спэ-
•соб заземления нейтрали должен
в первую очередь обеспечить наи-
более быструю ликвидацию дуги
замыкания на землю по возможно-
•сти без нарушения электроснабже-
ния потребителей.
При изолированной нейтрали че-
рез место замыкания на землю про-
ходит емкостный ток, величина ко-
торого пропорциональна суммарной
емкости сети относительно земли.
В маломощных сетях с изолирован-
ной нейтралью ток однофазного за-
мыкания составляет всего несколь-
ко ампер, поэтому наличие замыка-
ния на землю практически никак не
сказывается на условиях передачи
энергии потребителям. С другой
стороны, при таких токах дуга ока-
зывается неустойчивой и через
определенное время самоугасает.
Поэтому в маломощных системах
наличие изолированной нейтрали
обеспечивает нормальную работу
при наиболее распространенном
виде повреждений — однофазных
замыканиях на землю.
При увеличении мощности систе-
мы увеличивается и суммарная про-
366
Заземление нейтрали электрических систем
[Гл. 37
тяженность линий, благодаря чему
емкостный ток замыкания на зем-
лю может возрасти до десятков и
даже сотен ампер. Дуга замыкания
на землю при таких токах может
гореть длительное время, причем,
как правило, под действием ветра
и тепловых перемещений дуги она
перебрасывается на соседние фазы
и однофазное замыкание на землю
переходит в двух- или трехфазное,
которое отключается релейной за-
щитой. Очевидно, что работа с изо-
лированной нейтралью в таких
условиях является совершенно не-
приемлемой. Каждое короткое за-
мыкание на линии, сопровождаю-
щееся прохождением через генера-
торы, трансформаторы и выключа-
тели больших токов, изнашивает
оборудование и приводит к его по-
степенному старению. Поэтому, чем
реже будут происходить короткие
замыкания с предельно большими
токами, тем больше будет срок
службы оборудования системы.
В настоящее время практически при
всех применяемых способах зазем-
ления нейтрали ток при однофаз-
ном замыкании, как правило,
меньше, чем при двухфазном, а тем
более при трехфазном коротком
замыкании. При изолированной же
нейтрали мощных систем, как было
указано выше, практически все за-
мыкания в системе в конце концов
сводятся к трехфазному, что со-
вершенно недопустимо.
Для того чтобы предупредить пе-
реход однофазных замыканий в трех-
фазные, в настоящее время приме-
няются в основном два различные
способа заземления нейтрали.
Эффективное заземление ней-
трали, которое осуществляется пу-
тем соединения с землей наглухо
или через небольшие сопротивле-
ния нейтралей всех или некоторых
трансформаторов системы. Основ-
ное назначение заземления нейтра-
ли заключается в том, чтобы сде-
лать ток замыкания на землю ин-
дуктивным по фазе и достаточным
по величине для приведения в дей-
ствие релейной защиты. При этом
любое замыкание на землю будет
приводить к немедленному селек-
тивному отключению поврежден-
ного участка. Благодаря быстрому
отключению дуга не только не
успевает переброситься на другие
фазы, но и не причиняет сущест-
венных повреждений изолятору, на
поверхности которого она горела.
Поэтому линия может быть вновь
включена в работу почти немедлен-
но после ее отключения, что и ис-
пользуется в различных системах,
автоматического повторного вклю-
чения.
2. Резонансное заземление ней-
трали осуществляется путем вклю-
чения в нейтрали трансформаторов,
реакторов с большой индуктив-
ностью (дугогасящих катушек), ток
через которые компенсирует ем-
костный ток замыкания на землю,
в результате чего ток в месте за-
мыкания на землю резко умень-
шается. Это обстоятельство, а так-
же некоторые другие факторы
(см. гл. 38) приводят к тому, что
дуга однофазного замыкания на
землю очень быстро гаснет и вос-
станавливаются нормальные усло-
вия работы системы без отключе-
ния поврежденного участка.
На первый взгляд может пока-
заться, что резонансное заземление
нейтрали имеет бесспорные преиму-
щества перед эффективным зазем-
лением, однако такое заключение
было бы неправильным, и вопрос
требует более подробного изучения.
С этой целью рассмотрим простей-
шую трехфазную систему, в кото-
рой произошло замыкание на зем-
лю одной из фаз (рис. 37-1). Схе-
ма имеет одностороннее питание,
нейтрали обоих трансформаторов
заземлены через различные сопро-
тивления гн1 и zh2, при анализе ре-
жима замыкания влиянием нагруз-
ки мы будем пренебрегать. Пока-
занная на схеме линия обладает
емкостями относительно земли Со,
которые представляют собой емко-
сти нулевой последовательности, и
междуфазовыми емкостями САВ„
С ас и С вс. Треугольник междуфа-
Заземление нейтрали электрических систем
367
зовых емкостей можно
преобразовать в звез-
ду с изолированной
нулевой точкой, вели-
чина каждой из емко-
стей этой звезды, оче-
видно, равна С]—Сс,
где С| — емкость пря-
мой последовательно-
сти.
Для схемы рис. 37-1
найдем установившие-
ся значения напряжений на здо-
ровых фазах и тока в поврежден-
ной фазе, что проще всего сде-
лать с помощью метода симме-
тричных составляющих. Благодаря
тому что мы условились не учиты-
вать влияния нагрузки, схемы пря-
мой и обратной последовательно-
стей обрываются в месте замыка-
ния, но в схему нулевой последо-
вательности должны входить оба
трансформатора, так как они име-
ют заземленные через сопротивле-
ния гН1 и zH2 нейтрали. Участки ли-
нии электропередачи в схемах всех
последовательностей должны быть
представлены в виде четырехпо-
люсников, состоящих из распреде-
ленных индуктивностей (и актив-
ных сопротивлений) и емкостей на
землю. Для линий относительно
небольшой длины (менее 200 км)
влияние емкостей линии в схемах
прямой и обратной последователь-
ностей всегда мало, поэтому на
рис. 37-2 они не учитываются. Ем-
кости линии в схеме нулевой после-
довательности также оказывают
малое влияние, если нейтрали
трансформаторов заземлены через
небольшие сопротивления, значи-
тельно меньшие емкостного сопро-
тивления. В противном случае
влияние емкостей может быть су-
щественным, поэтому в схеме ну-
левой последовательности на рис.
37-2 линия представлена в виде
П-образной ячейки.
В расчетной схеме суммарное
сопротивление прямой последова-
тельности состоит из синхронного
реактивного сопротивления генера-
тора xd, сопротивления рассеяния
Рис. 37-1. Схема сети, в которой произошло замыкание-
иа землю.
трансформатора х1т = хт и реактив-
ного сопротивления линии Х]Л.
В схеме обратной последовательно-
сти генератор замещается своим,
сопротивлением рассеяния х2=
^x,d<xd, что касается трансфор-
матора и линии, то х2т=х1.г = хт,
-^2л = х1л. Таким образом, в рассмат-
риваемой схеме x2<xt за счет влия-
ния генератора.
При указанной на рис. 37-1 схе-
ме соединения обмоток трансфор-
маторов их сопротивления нулевой
последовательности приблизительно
равны сопротивлениям прямой по-
следовательности. ЕСЛИ МОЩНОСТИ'
обоих трансформаторов одинаковы,
то х0т| = х0т2 = Х|Т=хт. Что касается
линий электропередачи, го, как из-
вестно, хОл>х1л и C0<Ci. Рассмот-
рим вначале случай, когда сопро-
тивления заземления нейтралей
трансформаторов малы и емкостя-
ми линии можно пренебречь. В этом
случае результирующее сопротив-
ление нулевой последовательности-
схемы будет равно:
х __ (-Урл +-Ут + 3zH1)(x0T + ЗгН2)
0 -Урл + 2хт 3zHi 4“ 3zH2
Рис. 37-2. Схемы отдельных последователь-
ностей для сети рис. 37-1.
368
Заземление нейтрали электрических систем
I Гл. 37
Ток в месте замыкания на землю,
как известно, равен:
/(i)__ зеа
к -«1+ хг + х0
Ток трехфазного короткого
ния в той же точке сети
равен:
из) sea ,
к
(37-1)
замыка-
был бы
(37-2)
причем для определения токов
в установившемся режиме в обоих
случаях под ЕА подразумевается
синхронная э. д. с. Ed.
При постоянных параметрах сети
отношение зависит только от
величины сопротивления заземления
нейтралей трансформаторов, причем
в рассматриваемом случае это отно-
шение может быть как больше, так
и меньше единицы.
Для иллюстрации рассмотрим
числовой пример, приняв в относи-
тельных единицах xd=l,25; х2т=
= 0.4; хт = 0,1; х1л = 0,15; х0л=0,4.
Тогда, если замыканию на землю
предшествовал режим работы с но-
минальной мощностью и в начале
линии напряжение было 1,1 UB,
то Ed = 2,5. Для этого примера на
рис. 37-3 построена зависимость
тока однофазного замыкания от
величины хН1 при различных вели-
чинах хН2 (предполагается, что
для сети рис. 37-1 от сопротивлений хИ1 и
хН2, через которые заземлены нейтрали
трансформаторов
нейтрали обоих трансформаторов
заземлены через чисто реактивные
сопротивления). Из этих зависимо-
стей видно, что при глухом зазем-
лении нейтрали трансформатора на
конце линии (хн2=0) ток однофаз-
ного замыкания на землю очень
велик независимо от способа за-
земления нейтрали повышающего
трансформатора. Напротив, при
изолированной нейтрали трансфор-
матора нагрузки очень быстро
уменьшается при увеличении реак-
тивного сопротивления хн).
Приведенный числовой пример
дает отношения /(к1)//(3), близкие к пре-
дельным, так как рассмотрен источ-
ник небольшой мощности, благода-
ря чему в общем реактивном со-
противлении прямой последова-
тельности основную роль играет
синхронное реактивное сопротив-
ление генератора xd. В связи
с этим для данной схемы х2<х,,
а при малых хн и х0<Х] (Х] = 1,5;
х2 = 0,37). В мощных системах сум-
марное реактивное сопротивление
определяется главным образом
трансформаторами, поэтому сопро-
тивления прямой и обратной после-
довательностей приближаются друг
к другу (x2=xj), а сопротивления
нулевой последовательности всегда
стараются сделать больше х\ для
того, чтобы уменьшить величину
тока однофазных замыканий, яв-
ляющихся в электрических систе-
мах самыми распространенными.
С этой точки зрения выгодно за-
землять нейтрали трансформаторов
через возможно большие сопротив-
ления либо оставлять изолирован-
ными нейтрали части трансформа-
торов.
Перейдем теперь к определению
напряжения на здоровых фазах
трехфазной системы при однофаз-
ном замыкании на землю. Для
простоты при этом будем счи-
тать, что на стороне высокого
напряжения трансформатора Г, во
время замыкания сохранилось нор-
мальное рабочее напряжение. Если
пренебречь активными сопротивле-
Заземление нейтрали электрических систем
369
_________
UA0 иА1
Рис. 37-4. Векторная диаграмма напряже-
ний при замыкании одной фазы в реактив-
ной схеме.
ниями, то в поврежденной фазе Л
все три составляющие напряжения
будут иметь одно и то же направ-
ление, противоположное векто-
ру Uа, как показано на рис. 37-4.
В двух других фазах напряжения
нулевой последовательности, есте-
ственно, имеют то же направление,
а напряжения прямой и обратной
последовательностей соответствен-
но сдвинуты на углы ±120°. Если
система, в которой произошло за-
мыкание на землю, мощная, так
что x2=Xi, то сумма напряжений
в двух здоровых фазах |Z7j + С72| =
= |U11 по направлению совпадает
с вектором Uo (рис. 37-4), так что
результирующее падение напряже-
ния в здоровых фазах
W = U„ - U. = {хв - х,) =
О
2х, + х0
k— I
£71Г+2’
(37-3)
где k = ^.
Напряжение At/ геометрически
складывается с нормальными фазо-
выми напряжениями U в и Uc, как
показано на рисунке, благодаря чему
результирующее напряжение на здо-
ровых фазах в чисто реактивной
схеме равно:
U3=U'B=U'C =
= |А^ф+0,5Д!7)г+-|-Д^2- (37-4)
На рис. 37-5 показан график
зависимости напряжения на здоро-
вых фазах от величины отношения
Xo/Xj. Для рассматриваемой чисто
реактивной схемы этот график ох-
ватывает все возможные способы
заземления нейтрали. Если нейтра-
ли всех трансформаторов системы
заземлены наглухо, то отношение
х0/Х| обычно близко к единице.
В маломощных системах, где влия-
ние реактивного сопротивления ге-
нераторов велико, это отношение
несколько меньше единицы. В мощ-
ных системах за счет влияния ре-
активного сопротивления линий
электропередачи x0/xi может быть
больше единицы. В обоих слу-
чаях напряжение на здоровых фа-
зах близко к номинальному фазо-
вому.
Если в системе заземляются ней-
трали только части трансформаторов,
реактивное сопротивление нулевой
последовательности увеличивается и
напряжение на здоровых фазах воз-
растает. То же самое происходит и
при заземлении нейтрали через реак-
торы. Заземление нейтрали принято
называть „эффективным11, когда от-
ношение < 3. Из графика рис. 37-5
—.................. । । । ।
-7 -6 -5 -4 -3 -2 -Z 0 Z г ЗА S 6 1
Рис. 37-5. Повышение напряжения на здо-
ровых фазах при однофазном замыкании на
землю и разных величинах —.
24—314
370
Заземление нейтрали электрических систем
[ Гл. 37
следует, что при этом С7в = 1,2567ф.
Однако, если до замыкания на землю
рабочее напряжение было на 5°/0
выше номинального, то f/4 = l,05X
X 1,25{7ф =0,7бил. При неэффектив-
ном заземлении нейтрали напряжение
на здоровых фазах может быть боль-
ше О,877л и при х0 ->оо приближает-
ся к линейному.
Случай полностью изолированной
нейтрали соответствует не х0 = оо,
а отрицательным значениям х0, так
как при этом в схеме нулевой после-
довательности основное значение
имеет емкость линий Со. Как видно
из графика рис. 37-5, при ^<0 на-
пряжение на здоровых фазах всегда
больше линейного, а при — = — 2 и
xi
отсутствии активных сопротивлений
возрастает до бесконечности, так
как при этом в схеме имеет место
резонанс напряжений (емкостное
сопротивление нулевой последова-
тельности по абсолютной величине
равно сумме индуктивных сопро-
тивлений прямой и обратной после-
довательностей). За исключением
линий очень большой длины (см.
гл. 42), условия резонанса при за-
мыканиях на землю в реальных си-
стемах не возникают, так как обыч-
но емкостное сопротивление линии
во много раз больше xt. Поэтому
при замыканиях на землю в систе-
мах с изолированной нейтралью
с учетом повышения рабочего на-
пряжения до 1,05Пн напряжения на
здоровых фазах относительно зем-
ли обычно не превышают 1,15ПЛ.
Случай х0=оо соответствует
резонансному заземлению нейтрали,
которое, таким образом, с точки
зрения повышения напряжения на
здоровых фазах практически экви-
валентно изолированной нейтрали.
В предыдущих расчетах мы не
учитывали активных сопротивлений.
Что касается схем прямой и обрат-
ной последовательностей, это было
вполне обоснованным, так как
в этих схемах активные сопротив-
ления составляют, как правило, не
более 10% реактивных сопротивле-
Рис. 37-6. Повышение напряжения на здо-
ровых фазах при однофазном замыкании на
гв
землю в зависимости от ——.
ний. В схеме нулевой последова-
тельности из-за влияния земли ак-
тивное сопротивление может иметь
значительно большую величину. Не
производя соответствующих расче-
тов, которые довольно громоздки,
приведем лишь график рис. 37-6, на
котором даны зависимости напря-
жения на здоровых фазах от отно-
шения г0/хг при различных величи-
нах реактивного сопротивления ну-
левой последовательности. Как вид-
но, при — = 3 наибольшая вели-
Х1
чина напряжения имеет место при
— = 1,0. С учетом повышения ра-
•Х1
бочего напряжения на 5% при
этом С/3д=1,05- 1,32=1,39^ф=0,8(/л.
Повышения напряжения на здо-
ровых фазах даже порядка 1,15С7Л
сами по себе не представляют
опасности для изоляции, однако на
выбор уровня изоляции они оказы-
вают существенное влияние.
Максимальное рабочее напря-
жение, на которое рассчитываются
вентильные разрядники, опреде-
ляется при условии заземления
одной из фаз (см. гл. 33). При этом
остаточное напряжение на разряд-
нике, а следовательно и необходи-
мый уровень импульсной прочности,
оказывается пропорциональным ра-
бочему напряжению, на которое
рассчитан разрядник. Так как на-
пряжение на здоровых фазах изме-
няется в пределах (0,61—1,15) ил
в зависимости от способа заземле-
ния нейтрали, уровень необходимой
импульсной прочности должен
был бы изменяться почти в 2 раза,
Заземление нейтрали электрических систем
371
причем для каждого отношения
х0/Х| следовало бы изготавливать
особый разрядник.
С точки зрения выбора грозо-
защитного разрядника в Советском
Союзе режимы нейтрали принято
делить на две категории. Эффек-
тивным называется такое заземле-
ние нейтрали, при котором напря-
жение на здоровых фазах не пре-
вышает 0,8 Un. Соответствующий
разрядник часто называется
80%-ным разрядником. В против-
ном случае заземление нейтрали
считается неэффективным и для
таких систем применяется 115%-ный
разрядник. Как видно из приведен-
ных выше данных, при — < 1 зазем-
Xj
ление нейтрали является эффектив-
ным, если ~<3.
Такой метод выбора разрядника
при некоторых режимах нейтрали
дает излишние запасы импульсной
прочности. Так, например, при 1
максимальное напряжение на здоро-
вых фазах не превышает 0,7 Un и
при соответствующем выборе раз-
рядника импульсная прочность
могла бы быть уменьшена на 15%.
Поэтому, например, в американ-
ской практике часто применяются
также 70%-ные разрядники.
Итак, эффективное заземление
нейтрали дает существенную эко-
номию в изоляции, поэтому этот
способ заземления нейтрали приме-
няется в первую очередь при высо-
ких напряжениях, когда стоимость
изоляции составляет существенную
долю стоимости высоковольтного
оборудования. На выбор способа
заземления нейтрали влияет не
только проблема изоляции, но и
ряд других факторов, основные из
которых еле дующие:
1. Надежность электроснабже-
ния при изолированной нейтрали
может быть достигнута только
в случае очень малых токов замы-
кания на землю, обеспечивающих
самоугасание дуги. При резонанс-
ном заземлении нейтрали мощность
системы, в которой обеспечивается
надежное гашение дуги однофазно-
го замыкания на землю, сильно
возрастает. Однако в системах
очень большой мощности оказы-
вается весьма затруднительным до-
стигнуть необходимого уменьшения
тока в месте замыкания. В этих
случаях надежность работы резко
уменьшается, так как обнаружение
и селективное отключение повреж-
денного участка с помощью релей-
ной защиты в таких системах до-
стигается с большим трудом. По-
этому не ликвидированное дугога-
сящим аппаратом однофазное за-
мыкание на землю может привести
к значительно более серьезной ава-
рии. Аналогичные затруднения воз-
никают в системах очень высокого
напряжения, в которых при замы-
кании на землю на здоровых фазах
образуется интенсивный коронный
разряд, резко увеличивающий ак-
тивную составляющую тока замы-
кания на землю, которая не может
быть скомпенсирована с помощью
дугогасящего аппарата.
Условия обеспечения надежно-
сти в системах с эффективно за-
земленной нейтралью практически
не зависят от мощности и номи-
нального напряжения, поэтому
иногда этот режим нейтрали яв-
ляется единственно возможным.
В системах с заземленной ней-
тралью участок линии, на котором,
произошло замыкание, немедленно
отключается релейной защитой.
Для того чтобы при этом электро-
снабжение не прерывалось, необхо-
димо либо осуществлять резерв по
сети (двухцепные линии, кольце-
вые сети и др.), либо оборудовать
линейные выключатели автомати-
ческим повторным включением.
В некоторых случаях приходится
применять оба мероприятия одно-
временно. Поэтому обеспечение на-
дежной работы систем с эффектив-
ным заземлением нейтрали связа-
но с дополнительными расходами,
целесообразность которых опреде-
ляется экономическими соображе-
ниями.
24*
372
Заземление нейтрали электрических систем
[ Гл. 37
2. Каждая линия переменного
тока создает в окружающем про-
странстве переменное электромаг-
нитное поле, которое наводит на-
пряжение в близлежащих металли-
ческих контурах. Таким контуром,
в частности, может быть линия
связи, расположенная поблизости
от линии сильного тока. Наводимые
в линиях связи напряжения могут
создавать серьезные помехи и да-
же представлять опасность для об-
служивающего персонала. Поэтому
защита линий связи от мешающих
и опасных влияний линий сильного
тока является весьма важной проб-
лемой.
При нормальной работе симме-
тричной трехфазной линии токи и
напряжения во всех фазах равны
по величине и сдвинуты друг отно-
сительно друга на 120°. Поэтому
напряженности электрического и
магнитного полей, создаваемые от-
дельными фазами в произвольной
точке пространства, компенсируют
друг друга и влияние на линию
связи практически отсутствует. При
замыкании одной фазы на землю
появляются составляющие напря-
жения и тока нулевой после-
довательности, одинаковые во
всех фазах, которые и являют-
ся основным источником помех. При
изолированной нейтрали токи ну-
левой последовательности малы,
поэтому основное значение имеет
электростатическое влияние, кото-
рое может быть ограничено относи-
тельно простыми средствами. При
заземлении нейтрали, напротив,
основное значение имеет электро-
магнитное влияние, создаваемое
магнитным полем токов нулевой
последовательности, бороться с ко-
торым значительно труднее. Поэто-
му проблема защиты линий связи
при эффективном заземлении ней-
трали систем сильного тока ре-
шается в общем более сложно.
Определенные недостатки име-
ют в этом отношении и системы
с резонансным заземлением нейтра-
ли. При наличии даже небольшой
несимметрии емкостей отдельных
фаз относительно земли в системах
возникает значительное смещение
нейтрали (см. гл. 38), т. е. напря-
жения нулевой последовательности
существуют даже в нормальном
режиме работы. Хотя величина этих
напряжений значительно меньше,
чем при однофазных замыканиях,
они существуют непрерывно, благо-
даря чему их влияние на линии
связи также требует ограничения.
3. Релейная защита от всех ви-
дов коротких замыканий, в том
числе и от однофазных в системах
с заземленной нейтралью, может
быть осуществлена достаточно на-
дежной с помощью относительно
простых схем. В системах с изоли-
рованной нейтралью и при резо-
нансном заземлении нейтрали про-
сто осуществляется только установ-
ление факта заземления одной из
фаз. Определить же место замыка-
ния на землю очень трудно. Каза-
лось бы, что в этих системах на-
хождение места замыкания на
землю необязательно, так как дуга
должна самоликвидироваться. Од-
нако, помимо дуговых замыканий,
хотя и значительно реже, происхо-
дят также и металлические замы-
кания, которые не устраняются
наличием дугогасящего аппарата.
Кроме того, как указывалось вы-
ше, при увеличении мощности си-
стемы вероятность самсугасания
дуги сильно уменьшается. В этих
случаях необходимо достаточно
быстрое отключение поврежденного
участка, что требует прежде всего
его обнаружения. Следует при-
знать, что трудности определения
места замыкания на землю, осо-
бенно в разветвленных сетях, яв-
ляются серьезным препятствием
применения резонансного заземле-
ния нейтрали.
Из перечисленных выше сообра-
жений, число которых можно было
бы увеличить, следует, что каждый
способ заземления нейтрали имеет
свои преимущества и недостатки.
Их оценка всегда носит несколько
субъективный характер и опреде-
ляется сложившимися традициями,
§ 38-1]
Переходные процессы в момент замыкания на землю
373
поэтому в разных странах мира
в разные годы применялись раз-
личные способы заземления ней-
трали. В Европе, где зародилась
идея резонансного заземления ней-
трали, преимущество отдавалось
именно этому способу, который
применялся вплоть до самых высо-
ких напряжений. В Японии и дру-
гих странах резонансное заземле-
ние также применялось вплоть до
напряжений 220 кв. В США, напро-
тив, подавляющее распространение
получили системы с эффективным
заземлением нейтрали, которое
использовалось даже в распредели-
тельных сетях 10—35 кв. В Совет-
ском Союзе эти два способа зазем-
ления нейтрали уже давно приме-
няются каждый в своей области но-
минальных напряжений. Практиче-
ски все системы Советского Союза
напряжением 110 кв и выше рабо-
тают с эффективно заземленной
нейтралью, за исключением некото-
рых особых случаев (например,
районы вечной мерзлоты, где из-за
неблагоприятного грунта глухое
заземление нейтрали неосуществи-
мо). Системы с напряжением 35 кв
и ниже работают с резонансным
заземлением нейтрали или с изоли-
рованной нейтралью, если ток за-
мыкания на землю очень мал. В по-
следнее время нейтрали генерато-
ров тоже заземляются через дуго-
гасящие аппараты с целью умень-
шить ток в месте замыкания на
землю и тем самым уменьшить
причиняемые этим замыканием по-
вреждения генератора. Интересно
отметить, что тенденция разделения
сфер влияния двух основных спо-
собов заземления нейтрали в по-
следние годы начинает проникать и
в другие страны мира. В США сети
низкого напряжения начали обору-
довать дугогасящими аппаратами,
а в Европе, напротив, постепенно
внедряется эффективное заземле-
ние нейтрали для систем наиболее
высоких номинальных напряжений.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ВОСЬМАЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОДНОФАЗНОМ ЗАМЫКАНИИ
НА ЗЕМЛЮ В СИСТЕМАХ С НЕЗАЗЕМЛЕННОЙ НЕЙТРАЛЬЮ
38-1. ПЕРЕХОДНЫЕ ПРОЦЕССЫ
В МОМЕНТ ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
При изолированной нейтрали и
линии небольшой длины напряже-
ние на неповрежденных фазах при
однофазном замыкании возрастает
до линейного напряжения. Из
рис. 37-1 следует, что каждая сеть об-
ладает индуктивностями (трансфор-
маторы) и емкостями, поэтому пе-
реход от одного состояния к дру-
гому сопровождается собственны-
ми колебаниями, в процессе кото-
рых напряжение может превышать
установившееся значение. Проведем
анализ этого переходного режима,
составив для изображенной на
рис. 37-1 сети упрощенную схему
замещения (рис. 38-1), в которой
индуктивность L включает в себя
индуктивности питающего (71) и
приемного (Т2) трансформатора.
с учетом нагрузки. Так как рас-
сматриваем только короткие линии,
их собственной индуктивностью
можно пренебречь, а емкости отно-
сительно земли и междуфазовые
считать сосредоточенными в одной
точке.
На рис. 38-2,а и б приведены
кривые напряжения двух фаз А
и В трехфазной системы и между-
Рис. 38-1. Схема замещения
для сети рис. 37-il.
374
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [ Гл. 38
Рис. 38-2. Переходный процесс при замыкании на землю фазы А.
фазовое напряжение U АВ. Предпо-
ложим, что замыкание на землю
произошло в фазе А в момент вре-
мени t\, когда напряжение UA про-
ходит через свой отрицательный
максимум. Из рисунка видно, что
в этот момент времени мгновенные
значения напряжений UB и U Ав
равны соответственно О,5Л7ф и 1,5^$.
В установившемся после замы-
кания на землю режиме напряже-
ние относительно земли фазы В
сделается равным междуфазовому
напряжению UAB, но этому устано-
вившемуся состоянию предшествует
переходный режим, который можно
разбить на два этапа.
Непосредственно после замыка-
ния на землю фазы А емкость от-
носительно земли неповрежденной
фазы СВ=С, заряженная до напря-
жения 0,517ф, окажется соединенной
параллельно с междуфазовой ем-
костью С ав, находившейся под
напряжением 1,5{7ф. Напряжения
на двух параллельно соединенных
емкостях практически мгновенно
уравниваются, в результате чего
§ 38-1j
Переходные процессы в момент замыкания на землю
375
они приобретут одинаковое напря-
жение:
(|) 0,51/фС + 1,5{7ФСЛВ _
н| “ с + сЛВ
= О,5[7Ф4-ШФ, (38-1)
где
Таким образом, непосредственно
в момент замыкания 'напряжение на
неповрежденных фазах (на фазе С
процесс будет происходить совер-
шенно аналогично) скачком возра-
стет от {7^о=0,5£7ф до 1/^] >О,517ф.
Так как при этом напряжение UB
не достигает все же своего устано-
вившегося значения (С/^1|>< 1,5С7ф),
начинается второй этап 'переходно-
го процесса — колебания напряже-
ния вокруг установившегося напря-
жения с амплитудой:
•t/кол = UAB - UW4 = 1,5С/ф - [/” =
= (1-й)£/ф (38-2)
и частотой
1
«>! = —fr — = =
|/ 2_£2(С+Слс)
узцс+ САВ)‘
Напряжение на неповрежденной
фазе в переходном режиме изме-
няется по закону
U(" =UAB(t) - (1 - kjU^. (38-4)
Это напряжение достигнет макси-
мального значения приблизительно
через полпериода свободных колеба-
т
ний, т. е. в момент времени t=~=.
=—. Так как собственная частота
Wj много больше частоты сети (на-
помним, что мы рассматриваем только
короткие линии, далекие от резонанса
на основную частоту), напряжение Uлв
за это время изменяется очень мало,
практически сохраняя величину
1,5Г7ф. Обозначив a — =d, получим
максимальное значение напряжения
СаКе=1-5С/ф + (1-^фе^ =
= 1,5С/ф + (1 - k) (1 — d) иф. (38-5)
Последняя часть равенства спра-
ведлива, так как обычно d имеет по-
рядок 0,1—0,3 и e~d=l—d.
Если, например, £=0,2 и d=0,2, то
U'b макс =2,117ф, т. е. существенно превы-
шает амплитуду линейного напряжения.
Рассмотренный нами переход-
ный процесс имеет место независи-
мо от характера замыкания. Но
при металлическом замыкании на
землю процесс на этом заканчи-
вается и перенапряжение на непо-
врежденных фазах носит характер
кратковременного ника с амплиту-
дой (2,1—2,2)£/ф.
В электрических системах наи-
более часто замыкания на землю
осуществляются- через дугу, возник-
шую в результате импульсного пе-
рекрытия изоляции при атмосфер-
ных перенапряжениях. В этом слу-
чае переходный процесс может
сильно затянуться благодаря по-
вторным гашениям и зажиганиям
дуги, в результате которых, как мы
увидим в дальнейшем, напряжение
на неповрежденных фазах будет
продолжать расти.
С момента замыкания на землю
в канале дуги проходит ток, кото-
рый состоит из принужденной со-
ставляющей /с=ЗщС1/ф и переход-
ной (свободной) составляющей
/св = 2о)1С£/ф. Так как > ш, то
/Св /с и суммарный ток прохо-
дит через нуль приблизительно
в момент максимума напряжения на
неповрежденной фазе (рис. 38-2,в).
Как известно, в дуговом разря-
де в момент токовой паузы проис-
ходит интенсивная деионизация ду-
гового столба, в результате кото-
рой постепенно восстанавливаются
диэлектрические свойства проме-
жутка и растет его пробивное на-
пряжение. С другой стороны, бла-
годаря росту сопротивления дуги
на ней возрастает (восстанавли-
вается) напряжение, которое до то-
ковой паузы было очень неболь-
376
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [Гл. 38
шим. Поэтому при каждом про-
хождении переменного тока через
нуль происходит попытка гашения
дуги, результат которой зависит от
соотношения между скоростью
восстановления напряжения и ско-
ростью восстановления электриче-
ской прочности дугового проме-
жутка.
Рассмотрим, как изменяется на-
пряжение на поврежденной фазе
в рассматриваемом случае при
первой попытке гашения, кото-
рая будет иметь место при
первом прохождении через нуль
колебательного тока. Так как сво-
бодные составляющие напряжения
и тока сдвинуты на 90°, напряже-
ния на неповрежденных фазах
в этот момент времени достигают
максимума, равного П(впмакс. Если
дуга погаснет, то находящиеся на
емкости каждой неповрежденной
фазы заряды С[/У’макс останутся
в системе и будут частично перехо-
дить на емкость поврежденной фа-
зы, заряд которой до гашения дуги
был равен нулю. При этом все ем-
кости С приобретут одинаковый до-
полнительный потенциал относи-
тельно земли
<38-6)
который накладывается на напря-
жение источника. Очевидно, что А
будет представлять не что иное, как
смещение нейтрали системы.
Так как заряды с емкостей не-
поврежденных фаз на емкость по-
врежденной фазы переходят через
индуктивность трансформатора, этот
процесс будет иметь характер ко-
лебаний с частотой
1 1
№«= —- — - - =— - :
3 CB2Ca VLCa
V 2 L ЗС?
(Сэ = С -ф- ЗСЛВ),
которая приблизительно в 2 раза
больше частоты (щ.
Амплитуда этих колебаний рав-
на разности мгновенного значения
установившегося напряжения непо-
средственно после обрыва дуги и
напряжения на емкости перед са-
мым обрывом дуги. На поврежден-
ной фазе напряжение после обры-
ва дуги равно (—б/ф4-А77), а до
обрыва оно было равно нулю, сле-
довательно, для поврежденной фазы
ПКол^-^ф + ДГ7 =
Изменение во времени напряже-
ния на поврежденной фазе при
успешном гашении дуги показано
на рис. 38-2. Как видно, оно имеет
характерный всплеск, который на-
зывается пик гашения, вслед за ко-
торым происходит более медленный
подъем напряжения. Величина пика
гашения без учета затухания, оче-
видно, равна:
1/п.г = 2(7КОЛ = 2 (ДС7 - t/ф). (38-7}
38-2. ПОВЫШЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ ПОВТОРНЫХ ЗАЖИГАНИЯХ
ДУГИ
На рис. 38-2,а, помимо кривой
восстанавливающегося напряжения,
приведены также возможные кри-
вые восстанавливающейся прочно-
сти (А, Б, В), скорость нарастания-
которой зависит от очень большого'
количества часто трудно учитывае-
мых факторов. Но в первую очередь
скорость восстановления прочности
зависит от расстояния между элек-
тродами и от амплитуды тока в ду-
ге, которая определяет степень ио-
низации дугового канала.
Случай А, когда прочность про-
межутка всегда выше восстанавли-
вающегося напряжения, характерен'
для небольших сетей, обладающих
малой емкостью относительно зем-
ли. В таких сетях дуговое замыка-
ние на землю обычно самоликвиди-
руется в течение одного полуперио-
да промышленной частоты. Опыт
эксплуатации показывает, что та-
кие условия имеют место в сетях
35 кв при токе замыкания на зем-
лю 5—10 айв сетях 6—10 кв при
§38-2]
Повышение напряжения при повторных зажиганиях дуги
377
токе замыкания на землю 20—30 а.
В случае Б кривая восстанавли-
вающейся прочности проходит вы-
ше пика гашения, но пересекается
с кривой восстанавливающегося на-
пряжения вблизи ее максимума.
В этот момент времени дуга вновь
загорится, но может опять погас-
нуть при прохождении через нуль
высокочастотного тока. Таким об-
разом, дуга будет иметь перемежа-
ющийся характер, загораясь на ко-
роткий промежуток времени, а за-
тем вновь угасая. Обычно в таком
режиме дуга не может гореть дол-
го, так как под влиянием ветра или
других причин в одном из полупе-
риодов кривая восстанавливающей-
ся прочности пойдет выше, чем по-
казано на рис. 38-2,а, и дуга
погаснет окончательно.
Наиболее сложным будет пове-
дение дуги в случае В, когда по-
вторное зажигание дуги произойдет
в момент времени t3 вскоре после
ее угасания. Зажигание дуги будет
сопровождаться колебательным
процессом, но уже с меньшей ам-
плитудой, потому что напряжение
на неповрежденных фазах в этот
момент времени приблизилось
к своему установившемуся состоя-
нию. Вероятность гашения дуги при
втором прохождении тока через
нуль будет больше, чем при первом,
а получающееся при этом смещение
нейтрали Д77, наоборот, меньше.
Если дуга все же загорится сно-
ва, то через полпериода высокоча-
стотных колебаний осуществится
еще одна попытка гашения. Если
дуга не погаснет во время высоко-
частотных колебаний, то вопрос
о ее дальнейшем существовании
будет окончательно решен при про-
хождении через нуль тока промыш-
ленной частоты, когда условия уга-
сания дуги наиболее благоприятны.
Таким образом, в случае В дуга
может быть как перемежающейся,
так и устойчивой. В последнем слу-
чае, когда все попытки гашения
дуги оказываются неудачными, ду-
говое замыкание на землю мало
чем отличается от металлического
и не приводит к перенапряжениям.,
за исключением кратковременного
всплеска напряжения (см. § 38-1).
Поэтому наибольшую опасность
для изоляции представляют пере-
межающиеся дуги.
Как следует из предыдущего,
перемежающаяся дуга может уга-
сать при первом или при последу-
ющих прохождениях тока высоко-
частотных колебаний через нуль
или при нуле тока промышленной
частоты. Эксперименты в сетях и на
моделях, осуществленные Н. Н. Бе-
ляковым (ВНИИЭ), подтвердили,
что все эти варианты поведения
дуги действительно могут иметь
место.
Наибольшие по величине пере-
напряжения соответствуют таким
условиям горения дуги, когда она
зажигается раз в полпериода в мо-
мент максимума напряжения на
поврежденной фазе и гаснет при
первом же прохождении тока через
нуль. Выше указывалось, что та-
кой режим дуги хотя и возможен,
но является неустойчивым, поэто-
му он определяет верхний предел
перенапряжений, который на прак-
тике никогда не достигается или во
всяком случае возникает крайне
редко. Анализ этого режима был
проведен Петерсеном еще в 1919 г.
Так как по теории Петерсена все
последующие зажигания дуги про-
исходят при максимуме напряже-
ния поврежденной фазы, переход-
ные процессы будут происходить
в соответствии с § 38-1.
Рассмотрим произвольное п-е
зажигание дуги, предположив для
определенности, что оно произошло
при отрицательном максимуме на-
пряжения на поврежденной фазе.
Непосредственно перед зажиганием
дуги напряжение на неповрежден-
ной фазе определялось суммой на-
пряжения источника ( + 0,577$) и
смещением нейтрали AU, вызван-
ным предыдущим зажиганием дуги.
Так как (п—1)-е зажигание имело
место при положительном максиму-
ме напряжения поврежденной фа-
зы, максимальное напряжение на
378
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [Гл. 38
неповрежденной фазе С7^м ” имело
отрицательный знак, причем по ана-
логии с (38-6)
О ом
Таким образом, напряжение на
неповрежденной фазе перед зажига-
нием дуги было равно:
C = + 0.5^/ф-4C_,,• (38-8)
Сразу после зажигания дуги произой-
дет распределение зарядов между
емкостями неповрежденных фаз отно-
сительно земли и междуфазовыми
емкостями (см. § 38-1) и они приоб-
ретут общее напряжение
Рис. 38-3. Зависимость максимального на-
пряжения на здоровой фазе от величины
1 — по теории Петерсена; 2 — по Белякову.
и{п}=
Ян
+ 1,517 *Слв+(о,5Р
сАВ + с ’
(38-9)
После этого на неповрежденной
фазе начнется колебательный процесс
с частотой «>! и амплитудой
O+!’5^-C. (38-Ю)
в результате которого напряжение
достигнет максимума
^вм = 1 ’ЗПф -ф- Пкол (1 — d),
который после подстановки (38-10)
и 5(38-9) может быть представлен
в виде
С = 1,57/ф + (с/ф +4 С’0) X
X(l-£)(l-d), (38-11)
где
k— Сав
сАВ + с
и, следовательно,
Если предположить, что после-
довательное повышение напряжения
при повторных зажиганиях дуги
имеет предел, то при достаточно
большом п — ** и Т0ГДа
из (38-11) получим:
= и* 1-5 + 9 - rf)C -fe). (3842)
1 — -д-(1 — d)(l — k]
На рис. 38-3 построены кривые
зависимости предельной величины
перенапряжения от затухания (1 — d)
и соотношения емкостей 1 — k =
Роль затухания в сни-
слв + с
жении перенапряжений не требует
пояснений. Влияние междуфазовой
емкости сводится к тому, что часть
ее зарядов переходит на емкость
неповрежденной фазы и благодаря
этому уменьшается разность между
начальным и конечным напряжением,
т. е. амплитуда колебаний.
В сетях напряжением 6 — 35 ке
обычно отношение Сдв/С имеет по-
рядок 4-----и 1—k = 0,75 — 0,8
затухания характеризуются величи-
ной (1— с?) =0,8—0,9. Поэтому пре-
дельная величина перенапряжений
по теории Петерсена достигает
(3,5—4,3) С7ф. Непосредственные
эксперименты на линиях в общем
подтвердили эти выводы, так как
в большинстве опытов были получе-
ны перенапряжения меньше 377ф и
§ 38-2]
Повышение напряжения при повторных зажиганиях дуги
379
Рнс. 38-4. Процесс последовательного повышения потенциалов при неустойчивом горении
; дуги замыкания на землю (обрыв дуги при пике гашения меньше 0,4(7$).
А—потенциал поврежденной фазы; В—потенциал опережающей фазы; С—потенциал отстающей фазы;
<7д, Vq, UQ—э. д. с. источника; Vдд, U АС—линейные напряжения; 1—зажигание дуги; 11—гашение
дуги (при третьем прохождении тока высокой частоты через нуль); 111 — новое зажигание дуги.
лишь в редких случаях они прибли-
жались к 3,517ф.
Несмотря на несомненное значе-
ние теории Петерсена, которая дает
абсолютный максимум возможных
перенапряжений, она все же по-
строена на мало реальном режиме
горения дуги. Упоминавшиеся уже
опыты Н. Н. Белякова позволили
ему установить,, что гашение дуги
происходило в том случае, если пик
гашения не превышал определен-
380
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью (Гл. 38
ной величины, которая в сетях 6—
10 кв лежала в пределах (0,23—
0,37) U$. Положив с запасом пре-
дельную возможную величину пика
гашения 0/п.г==0,4С,ф1 на основании
(38-7) нетрудно найти остающееся
после гашения дуги смешение ней-
трали
АСУ= 2Е7ф + j >2с/ф (38_13)
Если принять, что новое зажигание
дуги происходит в момент максиму-
ма напряжения поврежденной фазы,
то достигаемое в процессе колеба-
ний наибольшее напряжение на не-
поврежденной фазе может опреде-
ляться аналогично предыдущему, но
только при значении ДД = 1,2, тогда
как по теории Петерсена Д(7 =
=-^~ Следовательно,
^Вмакс
= 1,5ПФ + (1/ф + Д17) (1 - k) (1 - d) =
= 1,5С7Ф + 2,2ПФ(1 - fe)(l -d).
(38-14)
Более подробные расчеты по-
зволяют установить, что наиболь-
шие напряжения должны возник-
нуть при повторном зажигании ду-
ги не в момент максимума напря-
жения поврежденной фазы, а не-
сколько раньше, что одновременно
является и более вероятным. Не
вдаваясь в детали этого расчета,
приведем кривые изменения напря-
жения на всех трех фазах при уче-
те наиболее неблагоприятного мо-
мента зажигания дуги (рис. 38-4).
Как видно из этого рисунка, пре-
дельное перенапряжение достигает-
ся уже при втором зажигании дуги,
тогда как по теории Петерсена от
зажигания к зажиганию происхо-
дит постепенное возрастание пере-
напряжений. На рис. 38-3 приведе-
ны расчетные зависимости кратно-
сти перенапряжений от (1—k) X
Х(1—d). Как видно, по Белякову
эти кратности получаются иные,
чем по Петерсену, но в области
практических значений (1—k) X
X (1—d)=0,5—0,7 разница не очень
велика. Кроме того, следует иметь
в виду, что положенная в основу
теории Белякова предельная вели-
чина С/п.г=0,4(7ф получена на осно-
вании ограниченного количества
опытов, поэтому нет полной гаран-
тии, что в отдельных, правда весь-
ма редких, случаях она не может
быть больше. Поэтому теория Бе-
лякова не дает предельных возмож-
ных величин перенапряжений,
а следовательно, не отрицает цен-
ности оценок Петерсена.
38-3. ГАШЕНИЕ ЕМКОСТНОГО ТОКА
ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
С ПОМОЩЬЮ
ДУГОГАСЯЩИХ АППАРАТОВ
Дуговое замыкание на землю
быстро самоликвидируется только
при небольших токах замыкания
на землю. При средних токах дуга
имеет перемежающийся характер и
может приводить к существенным
перенапряжениям, длительность ко-
торых равна времени горения дуги.
При больших токах дуга имеет
устойчивый характер, может гореть
неограниченно долго и в конце кон-
цов перебрасывается на другие фа-
зы, приводя к многофазному корот-
кому замыканию и отключению
линии. Поэтому во всех случаях не-
обходима по возможности быстрая
ликвидация дуги, которая в систе-
мах с резонансным заземлением
нейтрали осуществляется с по-
мощью дугогасящих аппаратов.
а) Компенсация емкостного тока
Из гл. 37 следует, что в устано-
вившемся режиме замыкания на
землю ток в месте замыкания ра-
вен ЗС'фюС и на 90° опережает на-
пряжение нулевой последователь-
ности. Так как емкость на землю
каждого провода воздушных линий
6—35 кв без тросов составляет
5 000—6 000 п.ф1км, удельный ем-
костный ток замыкания на землю,
т. е. ток на 1 км длины линии и 1 кв
номинального напряжения, для воз-
душных линий равен:
/уд = (2,7 — 3,2), ма/км-кв. (38-15)
§ 38-3 j
Гашение емкостного тока замыкания на землю
381
Применение тросов повышает
емкость линии. При двухцепных
линиях емкость каждой линии
уменьшается вследствие взаимного
экранирования, поэтому суммарная
емкость двух цепей увеличивается
по сравнению с одной цепью не
вдвое, а на 40—70%. Емкости ка-
бельных линий превосходят емко-
сти воздушных линий в (20—-
40) раз.
Из приведенных цифр следует,
что емкостный ток замыкания на
землю воздушной сети протяжен-
ностью 100 км с напряжением 6 кв
равен около 2 а, а при напряже-
нии 35 кв около 10 а. Емкостный ток
разветвленной кабельной сети изме-
ряется сотнями, а иногда тысячами
ампер.
В действительности ток замыка-
ния на землю не является чисто ем-
костным даже в сетях с изолиро-
ванной нейтралью вследствие утеч-
ки по изоляторам и потерь на коро-
ну в воздушных линиях и из-за на-
личия диэлектрических потерь в ка-
бельных линиях. Хотя возникающая
при этом активная составляющая
тока невелика и составляет не бо-
лее 5% емкостного тока, мы все же
будем ее учитывать, и тогда полный
ток замыкания на землю
/а = §17Ф + /3»С[7ф. (38-16)
Если ток /3 велик, то дуга мо-
жет существовать неограниченно
долгое время, и для того чтобы ее
погасить, единственным средством
является резкое уменьшение этого
тока. Одним из наиболее распро-
страненных средств уменьшения
(компенсации) тока замыкания на
землю является включение в ней-
траль системы регулируемой ин-
дуктивной катушки со стальным
сердечником (рис. 38-5), которая
называется катушкой Петерсена, по
имени автора теорйи дуговых пере-
напряжений, впервые предложив-
шего этот метод компенсации ем-
костных токов.
Если емкости всех фаз относи-
тельно земли равны друг другу,
в нормальном режиме потенциал
Рнс. 38-5. Трехфазная сеть с дугогасящей
катушкой.
нейтрали равен нулю и ток в’ ка-
тушке отсутствует. При однофазном
замыкании на землю на нейтрали
появляется напряжение нулевой
последовательности, равное U®, и
ток в катушке
1
coZ-o
(38-17)
______________ rj Г Го ________ •
г0 + /<оДо ф [(а>Л0)2__________1
В (38-17) Lo и г0 означают сум-
марную индуктивность и активное
сопротивление нулевой последова-
тельности. В большинстве случаев
основное влияние имеют индуктив-
ность Ек и сопротивление гк самой
катушки, причем гк должно учиты-
вать суммарные потери в меди и
в стальном сердечнике. Во всяком
случае всегда ro^(nL0.
Через место замыкания на зем-
лю проходят и емкостный и индук-
тивный токи, сдвинутые на угол,
близкий к 180°, так что результи-
рующий ток в месте замыкания на
землю
/о — ^з + /к —
=4s+»+'(3"c-i)]=
= /а + /(/с-/£); (38-18)
где
— активная составляющая тока в
месте замыкания на землю, и обо-
значено и / =3(7фшС.
Ь <0£,0 с
382
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью { Гл. 38
Рис. 38-6. Однофазная схема
замещения при замыкании на
землю одной фазы сети с ду-
гогасящей катушкой.
Этому уравнению соответствует
однофазная схема замещения, изо-
браженная на рис. 38-6.
Реактивная составляющая тока
катушки 1Ь может изменяться (на-
пример, путем изменения числа вит-
ков катушки). Можно подобрать
такую индуктивность, при которой
индуктивная составляющая (прак-
тически равная по абсолютной вели-
чине полному току катушки) равна
суммарному емкостному току. При
этих условиях ток через место за-
мыкания приобретает минимальное
значение, которое определяется его
активной составляющей. Кроме то-
го, нескомпенсированными остаются
высшие гармоники, которые могут
появиться как благодаря некоторо-
му отклонению характеристики ка-
тушки от линейной, так и вследст-
вие наличия высших гармонических
в кривой э. д. с. источника. Однако
наличие нескомпенсированных выс-
ших гармонических играет второ-
степенную роль, и мы в дальнейшем
не будем его учитывать.
На рис. 38-7,0 приведена кривая
зависимости тока через место замы-
кания от индуктивного тока катуш-
ки. Область слева от точки миниму-
ма, где 1L<IC, называется областью
недокомпенсации, точка Il = Ic —
точкой компенсации или идеальной
настройки, а область Il>Ic — об-
ластью перекомпенсации. Вектор-
ные диаграммы для этих трех слу-
чаев приведены на рис. 38-7,6. Из
диаграмм видно, что при недоком-
пенсации через место замыкания те-
чет часть нескомпенсированного ем-
костного тока, а при перекомпенса-
ции — избыточный индуктивный ток.
Если в (38-18) значение емкост-
ного тока 1С вынести за скобки, то
уравнение может быть представлено
в следующем виде:
/ — if 1 ___ L ___ I
‘ о — 1‘с 1 z ‘ /
'С 'С
Обозначим отношения ^=<7; ^- = 8.
'с ‘с
Тогда
io = jlc{(\-q) — /8]. (38-19}
Равенство q~\ соответствует
условиям точной настройки. Отноше-
ние q можно представить в виде
= 1 — 1 у
ь>£0ЗсоС шг.З£0С со j ’
(38-20)
место замыкания от индуктивного тока ка-
тушки (а) и векторные диаграммы для
различной степени настройки (6).
§ 38-3]
Гашение емкостного тока замыкания на землю
383
где (оо — основная частота собствен-
ных колебаний сети с индуктивной
катушкой в нейтрали. Таким обра-
зом, при идеальной настройке
(9=1) частота собственных колеба-
ний равна частоте источника, т. е.
в сети имеет место явление резонан-
са для токов основной частоты, что
видно также из схемы замещения
рис. 38-6. Вследствие этого одновре-
менно с терминами компенсация ем-
костного тока, заземление через ка-
тушку Петерсена, заземление через
настроенную индуктивность приме-
няется термин резонансное заземле-
ние нейтрали (см. гл. 37). Иногда
применяется малоудачный термин
компенсированная нейтраль.
В условиях эксплуатации не
всегда возможно добиться точной
настройки. При небольших от-
клонениях от условий точной
настройки абсолютная величина
нескомпенсированного тока мало
отличается от активной составляю-
щей, поскольку активная и реактив-
ная составляющие складываются
в квадратуре.
б) Гашение дуги в сети
с дугогасящими катушками
Рассмотрим процесс зажигания и
последующего гашения дуги в сети
с дугогасящей катушкой. Для этого
воспользуемся схемой замещения
для составляющих нулевой последо-
вательности (рис. 38-8), в которой
замыкание и размыкание ключа АВ
эквивалентно зажиганию и угаса-
нию дуги.
Зажигание дуги (замыкание це-
пи АВ) сопровождается, так же,
как и в сети с изолированной ней-
тралью, колебательным процессом,
частота и амплитуда которого ма-
ло зависят от наличия катушки.
Действительно, индуктивность Во^
= LK зашунтирована дуговым про-
межутком и индуктивностью по-
врежденной фазы L, которая значи-
тельно меньше, чем Lo. Таким об-
разом, первая стадия процесса по-
сле замыкания на землю протекает
практически так же, как в сети с изо-
лированной нейтралью.
Положение резко изменяется
после обрыва дуги. Схема рис. 38-8,а
при разомкнутом ключе АВ пред-
ставляет собой двухчастотный кон-
тур. При Lo > L составляющие сво-
бодных колебаний могут быть най-
дены путем наложения процессов,
происходящих в двух одночастотных
контурах (правая часть рис. 38-8).
После обрыва дуги начинается про-
цесс перехода избыточных зарядов-
с емкостей неповрежденных фаз на,
емкость поврежденной фазы, причем
зарядный ток проходит через индук-
тивность рассеяния трансформаторов
(рис. 38-8,6). Индуктивность катушки
шунтирует поврежденную фазу, но-
поскольку Lo> L, она практически
не оказывает влияния ни на частоту,
ни на амплитуду колебаний. Таким
Рис. 38 8. Схема замещения для определения восстанавливающегося напряже-
ния на дуговом промежутке.
а — полная схема; б — схема для определения высокочастотной составляющей; в — схема
для определения составляющей основной частоты.
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [ Гл. 38
384
образом, эта стадия процесса про-
текает так же, как и в сети без
дугогасящей катушки, и характери-
1
зуется частотой «>» = — --==.
У7.(С + ЗСЛВ)
После затухания колебаний на емко-
стях всех трех фаз и на нейтрали
появляется составляющая напряже-
ния относительно земли Д(7 = 2/3(7Вм
({/Вм— напряжение на здоровых фа-
зах в момент обрыва дуги). В схеме
без катушки это напряжение сохра-
нялось вплоть до последующего за-
жигания дуги и создавало дополни-
тельное повышение напряжения на
проводах. В схеме с дугогасящей
катушкой все три емкости начинают
разряжаться через индуктивность в
нейтрали (рис. 38-8,6). Этот процесс
носит колебательный характер и ха-
рактеризуется частотой
равной частоте источника или незна-
чительно отличающейся от нее, в за-
висимости от того, в каком режиме
работает сеть (компенсация или не-
большая расстройка). Эта состав-
ляющая напряжения имеет ампли-
туду, приблизительно равную 2/ЗПВм>
и находится в противофазе с напря-
жением источника.
На рис. 38-9,а воспроизведено
напряжение на поврежденной фазе
при отсутствии катушки, а на
рис. 38-9,6 то же напряжение при
наличии катушки (режим идеальной
настройки). Из сравнения кривых
видно, что пик гашения в обоих
случаях одинаков, но дальнейший
ход процесса будет различным.
В схеме с изолированной нейтралью
напряжение после затухания высо-
кочастотных колебаний возрастет,
изменяясь с частотой сети, и через
полпериода может значительно пре-
высить восстанавливающуюся проч-
ность промежутка и привести к
повторному зажиганию дуги. В схе-
ме с катушкой напряжение после
затухания высокочастотных колеба-
ний растет медленно, так как со-
ставляющая свободных колебаний
низкой частоты и фазовое напряже-
ние направлены в противоположные
стороны, поэтому новое зажигание
дуги делается маловероятным. Вос-
становление напряжения на дуго-
вом промежутке до величины фа-
зового напряжения произойдет по-
сле затухания свободной составляю-
щей, т. е. через несколько полупе-
риодов, за это время прочность ду-
гового промежутка должна полно-
стью восстановиться. #
Если амплитуда пика гашения
оказывается достаточной для того,
чтобы вызвать повторное зажига-
ние дуги непосредственно после об-
рыва тока высокочастотных колеба-
ний, то следующее гашение произой-
дет после частичного затухания
высокочастотных переходных про-
цессов, что приведет к меньшему
значению остаточных зарядов на ем-
костях, меньшему смещению нейтра-
ли и еще более медленному восста-
новлению напряжения.
При отклонении от условий на-
стройки, когда частота собственных
колебаний немного отличается от
Рис. 38-9. Кривые восстановления напряжения на дуговом промежутке.
а — без катушки; б —с катушкой (<?—1).
§ 38-4 ] Смещение нейтрали в сетях с дугогасящими аппаратами 385
частоты источника, наложение сво-
бодных колебаний на установивше-
еся напряжение приводит к тому,
что восстанавливающееся напряже-
ние имеет характер биений, что хо-
рошо видно из рис. 38-10.
Однако и в этом случае напря-
жение на дуговом промежутке вос-
станавливается достаточно медлен-
но, хотя и значительно быстрее, чем
при идеальной настройке.
Таким образом, дугогасящие ап-
параты способствуют гашению ду-
ги замыкания на землю не только
путем уменьшения тока в месте за-
мыкания, но и благодаря существен-
ному уменьшению скорости восста-
новления напряжения после про-
хождения тока через нуль.
Поэтому в сетях с дугогасящей
катушкой угасают значительно
большие остаточные токи, чем токи
замыкания на землю в сетях с изо-
лированной нейтралью. Как пока-
зывают опыты, близкая к идеальной
настройка позволяет при весьма вы-
соких напряжениях до 220 кв спра-
виться с остаточными активными то-
ками до 100 а. Расстройка значи-
тельно ухудшает условия угасания
дуги, поэтому в последнее время
стремятся путем применения авто-
матического регулирования индук-
тивности катушки удерживать на-
стройку близкой и резонансной с от-
клонениями 5—10%.
Так как по теории Белякова ма-
ксимальные перенапряжения при
дуговом замыкании на землю до-
стигаются уже при втором зажига-
нии дуги и определяются в основ-
ном величиной пика гашения, ка-
тушка Петерсена в общем не ока-
зывает существенного влияния на
предельные возможные величины
перенапряжений. Ее положительное
влияние на перенапряжения заклю-
чается в том, что оно резко ограни-
чивает их длительность, что для изо-
ляции типа трансформаторной весь-
ма сушественно, и уменьшает веро-
ятность появления перенапряжений,
близких к предельным. Последнее
объясняется тем, что в процессе
длительного горения дуги она посте-
Рнс. 38-10. Осциллограммы восстанавли-
вающегося напряжения на поврежденной
фазе и напряжения нейтрали после угаса-
ния дуги замыкания на землю.
а — при точной настройке системы; б — при на-
личии расстройки.
/ — нейтраль; 2 — поврежденная фаза.
пенно растягивается под действием
ветра и тепловых перемещений,
в результате чего восстанавливаю-
щаяся прочность возрастает и пик
гашения достигает своих предель-
ных значений, на которых ориенти-
ровались предыдущие расчеты. При
наличии катушки из-за уменьшения
длительности горения дуги вероят-
ность этого уменьшается.
38-4. СМЕЩЕНИЕ НЕЙТРАЛИ
В СЕТЯХ С ДУГОГАСЯЩИМИ
АППАРАТАМИ
Напряжение на изолированной
нейтрали равно нулю только в иде-
альной сети, у которой проводимо-
сти всех фаз относительно земли
равны. В несимметричной сети воз-
никает смещение нейтрали, опреде-
ляемое по формуле
Uo = (38.21)
У1 + Уг + Уз
где и^иф-, й2 = а2иф, Оз = аиф—
фазовые напряжения и уи у2, у3 —
проводимости фаз относительно зем-
ли. Если пренебречь активными утеч-
ками, то
f/i = /u>Ci; z/2 = /W?a; y3 = /<nCs.
25—314
386
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [Гл. 38
В нормальном режиме работы
сети смещение нейтрали всегда от-
лично от нуля, так как при любом
встречающемся на практике распо-
ложении проводов воздушных ли-
ний электропередачи их емкости от-
носительно земли неодинаковы.
В частности, при горизонтальном
расположении проводов емкость
средней фазы по отношению
к земле приблизительно на
10% ниже, чем емкости крайних
фаз (C2=0,9Ci =0,9С3). Нетрудно
убедиться, что в этом случае Uo=
= 0,035С%, т. е. составляет всего
3,5% фазового напряжения.
Существенно большую величину
может иметь смещение нейтрали
в некоторых аварийных режимах,
например при отключении одной из
фаз линии. В частности, при С] = С2
и С3 = 0 {7о=О,5[7ф.
Если в нейтраль системы вклю-
чена дугогасящая катушка, то для
определения смещения нейтрали в
знаменателе (38-21) следует доба-
вить проводимость нулевой последо-
вательности, которая на основании
(38-17) равна;
1/о=/-гТ2 — / -г-, (38-22)
170 (<оЛо)2 * 1 a>L0 ’ ' '
поэтому смещение нейтрали при на-
личии катушки
[7 — 6'зУз /’38-231
У1 + Уз + Уз + У о
Разделив и умножив это выраже-
ние на у3 -ф- у2 -ф- у3 = Зу и учитывая
(38-21), получим:
Зу . . (38-24)
34/ + У о
Уравнению (38-24) соответст-
вует однофазная схема замещения
рис. 38-11, в которой э. д. с. нуле-
вой последовательности Uo подклю-
чена к контуру, составленному из
последовательного соединения сум-
марной проводимости относительно
земли Зу и проводимости нулевой
последовательности у0, которая в
большинстве случаев приблизительно
Рнс. 38-11. Однофазная схема замещения
для определения смещения нейтрали при
наличии катушки.
равна проводимости самой катушки
/ ’ ,— ’ Г к___: 1 \
^y0-yK — (ioLk)2
Так как в схеме рис. 38-11
емкость линии и индуктивность ка-
тушки соединены последовательно,
то напряжение на катушке £7Н может
значительно превышать э. д. с. нуле-
вой последовательности.
Подставим в (38-24) значения уа
и у и учтем на этот раз в знамена-
теле активную составляющую у
(в числителе этой составляющей
можно пренебречь). Тогда
3j<s>C
g + /ЗсоС +
й*=и0
----------------------— . (38-25)
I g+ (соГо)2
ЗоЛС0С ЗЙС
Ранее были введены обозначения:
, Гу
I _____ g+(<o6„)2
3co2LC ) У’ ЗС ~°-
Следовательно,
=ТНг (38-26)
При идеальной настройке, когда
9=1, смещение нейтрали определя-
ется только активными потерями
Таким образом, в данном случае на-
личие потерь играет положительную
§ 38-4] Смещение нейтрали в сетях с дугогасящими аппаратами 387
роль Уменьшение смещения нейтра-
ли имеет место и при отклонении от
идеальной настройки. Например,
при q=\ и 6=0,1 (7Н=Ю Uo, а при
тех же потерях и отклонении от
идеальной настройки на 20% сме-
щение нейтрали уменьшается до
4,5 Uo, т. е. более чем в 2 раза.
Если вернуться к рассмотренно-
му выше примеру горизонтального
расположения проводов (Uo=
=0,035 £7ф),топри точной настройке
в резонанс и 6=0,1 смещение ней-
трали будет равно (7н=0,35С7ф, при-
чем это смещение будет существо-
вать постоянно. Хотя возникающие
при этом повышения напряжения на
изоляции относительно земли и не
представляют для нее непосредст-
венной опасности, однако такие
большие смещения нейтрали все же
являются недопустимыми, главным
образом из-за влияния линии элек-
тропередачи на соседние линии свя-
зи (см. гл. 37). Поэтому в системах
с резонансным заземлением нейтра-
ли необходимо обращать особенно
серьезное внимание на симметрию
емкостей относительно земли в слу-
чае необходимости применять транс-
позицию проводов. При этом обыч-
но достаточно уменьшить Uo до
0,01 С7ф, благодаря чему даже при
наименьших возможных значениях б
порядка 0,05 смещение нейтрали не
превышает 0,2 U$.
Значительно большие смешения
нейтрали могут возникнуть при об-
рыве или отключении одной фазы
на участке линии. Обозначим ем-
кость фазы (например, фазы 2),
в которой произошло отключение,—
тС, где т<1. Емкости остальных
фаз пусть будут равны С. Тогда
г, _jj С + агтС + аС_
U° 2С + тС
= -a2U^2^- (38-27>
В предельном случае, когда од-
на фаза отключается полностью
т = 0 и Uo достигает наибольшего
значения (7о=О,5С7ф. Однако сле-
дует иметь в виду, что при отклю-
чении одной фазы (полностью или
частично) настройка сети будет ха-
рактеризоваться новым значением
= - 2 ,/г,' ,—т — q к-^-—. (38-28)
(idLC (2 + т) 2 + т ' '
Одновременно изменится и величи-
на 6, однако это обстоятельство не
играет существенной роли; в приво-
димых ниже числовых примерах
будем считать 6=const. Смещение
нейтрали (абсолютная величина) на
основании (38-27) и (38-28) равно:
1 — т
(2 + т)|/'
14= (7Ф
(38-29)
В том случае, когда сеть до от-
ключения фазы работала в условиях
идеальной настройки (<у=1), после
отключения фазы система отклонит-
ся от условий резонанса, благодаря
этому t7H будет меньше, чем Uo/&-
V i-
Например, при пг=0,4 и 6=3-' новая
настройка сети будет характеризоваться
значением </=1,25, что приведет к смеще-
нию нейтрали
(./„ -= О.гбб'ф 1 = 0,9(7*.
Ф 1/0,254-0,12
При работе сети с перекомпенсацией
(<7>1), например <7=1,2, после отключения
фазы произойдет дальнейшее увеличение
расстройки (<7'= 1,5), что приведет к еще
меньшему смещению нейтрали
При недокомпенсации соотношения по-
лучаются более неблагоприятными. Напри-
мер, при <7=0,8, <7'=1, т. е. после отключе-
ния фазы осуществляются условия резо-
нанса и смещение нейтрали резко возрас-
тает до величины
На рис. 38-12 представлены
кривые зависимости смешения ней-
трали от 1—т при разных условиях
настройки до отключения фазы, из
которых видно, что перекомпенсация
ограничивает смещение нейтрали
при нарушении симметрии, в то вре-
мя как при недокомпенсации при
больших (1—т) получаются чрез-
25*
388
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью [Гл. 38
Рис. 38-12. Зависимость напряжения ней-
трали от емкости отключенного участка.
О — изолированная нейтраль; / — точная настрой-
ка (9=1); 2— перекомпеисация 20% (9=1,2);
3 — недокомпеисация 20% (9=0.8); 4 — не деком-
пенсация 20%. учтено насыщение катушки.
вычайно высокие смещения ней-
трали.
В действительности смещения
нейтрали будут несколько ниже, так
как при большой несимметрии,
а следовательно и при больших то-
ках в катушке, начинает играть роль
насыщение стального сердечника
катушки. Полученные выше уравне-
ния не могут быть применены непо-
средственно для расчета цепей, со-
держащих нелинейный элемент.
Для этой цели могут быть использо-
ваны схемы замещения рис. 38-11 и
графоаналитический метод расчета
(см. гл. 41). Влияние насыщения
сердечника иллюстрируется кри-
вой 4 на рис. 38-12.
На рис. 38-13 приведена зависи-
мость смещения нейтрали от степе-
ни настройки q при естественной
несимметрии сети и при отключении
одной фазы на участке линии. Из
этого рисунка следует, что неко-
торая степень расстройки 9>1, не
приводящая к ухудшению условий
гашения, является положительным
фактором, поскольку она умень-
шает смещение нейтрали при не-
симметрии. Работа с расстройкой
особенно целесообразна в сетях, не
имеющих транспозиции. Учитывая
Рис. 38-13. Кривые зависимости смещения
нейтрали от настройки.
1 — линия без транспозиции, Uo=0,035; 2, 3, 4 —
отключение одной фазы иа участке линии;
(для 2, 3 и 4 т соответственно равно 0,8; 0.4 и 0).
возможность отключения одной фа-
зы, рекомендуется работать с пере-
компенсацией, так как режим недо-
компенсации после отключения фа-
зы может перейти в режим на-
стройки.
38-5. КОНСТРУКЦИЯ ДУГОГАСЯЩИХ
АППАРАТОВ И ВЫБОР
ИХ МОЩНОСТИ
Дугогасяшие катушки всегда вы-
полняются со стальным сердечни-
ком, так как катушки без сердеч-
ника имели бы слишком большие
размеры и стоимость. Вместе с тем,
несмотря на ее благоприятное
влияние при несимметрии сети, не-
линейность вольт-амперной харак-
теристики катушки должна быть
минимальной, во всяком случае при
изменении напряжения от нуля до
фазового. В противном случае при
изменениях напряжения, которые на
передаюшей подстанции могут до-
стигать ±10%, индуктивность ка-
тушки сильно изменялась бы и на-
рушалась установленная степень ее
§ 38-5 ]
Конструкция дугогасящих аппаратов и выбор их мощности
389
Рис. 38-14. Разрез сердечника и обмотки
катушки Петерсена.
настройки. Для того чтобы обес-
печить необходимую линейность
вольт-амперной характеристики,
сердечник катушки имеет большое
количество воздушных зазоров
(рис. 38-14) и индукция во всех
участках сердечника находится
в пределах линейной части кривой
намагничения. Это мероприятие
обеспечивает также синусоидальную
форму тока в катушке, благодаря
чему уменьшается содержание выс-
ших гармоник в месте замыкания
на землю, присутствие которых мо-
жет затруднить гашение дуги.
Для регулировки настройки ка-
тушка выполняется с ответвления-
ми, позволяющими изменять ток
компенсации в отношении 1:2 или
1 :2,5. Число ответвлений может
меняться в широких пределах 3—16,
однако наиболее часто применяются
катушки с пятью, шестью или де-
вятью ответвлениями.
Катушка помешается в бак, за-
полненный маслом. Ответвления для
регулировки присоединяются к пе-
реключателю, расположенному вну-
три бака, привод переключателя вы-
водится наружу.
В Советском Союзе рекомендует-
ся применять дугогасящие аппара-
ты при емкостном токе от 20—25 а
в сетях 6—10 ке и от 6 с в сетях
35 кв. Это определяет минимальную
мощность катушек, выпускаемых
отечественными заводами. Номи-
нальная мощность катушки (реак-
тивная) определяется по верхнему
пределу тока компенсации.
В маркировке катушек, выпол-
няемых Московским электрозаво-
дом, указывается название катуш-
ки—защитный реактор однофазный
масляный (сокращенно ЗРОМ),
МОЩНОСТЬ (£7ф, /к.макс) и номиналь-
ное напряжение.
Например, катушка для сети 6 кв с
пределами изменения тока 25—50 а имеет
6
номинальную мощность 50 = 175 кеа
и маркируется следующим образом:
ЗРОМ-175/6.
В табл. 38-1 приведены основ-
ные данные дугогасящих аппаратов
Московского электрозавода.
Таблица 38-1
Основные данные дугогасящих
катушек
Тип дугогасящей катушки Номиналь- ное напря- жение сети, кв Пределы то- ков компен- сации, а
ЗРОМ-175/6 6 25—50
3POM-350/6 6 50—100
ЗРОМ-700/6 6 100—200
ЗРОМ-1400/6 6 200—400
ЗРОМ-300/10 10 25—50
ЗРОМ-600/Ю 10 50—100
ЗРОМ-1200/10 10 100—200
3POM-275/35 35 6,2—12,5
3POM-550/35 35 12,5—25
ЗРОМ-1100/35 35 25—50
Суммарная мощность дугогася-
щих катушек, установленных в сети,
должна превосходить на 25% заряд-
ную мощность линий, что учитывает
возможное расширение сети, а так-
же целесообразность работы с пе-
рекомпенсацией. При выборе числа
катушек, обеспечивающих необхо-
димую мощность, и места их уста-
новки следует учитывать возмож-
ность временного разделения сети
390
Перенапряжения на землю в- системах с незаземленной нейтралью [Гл. 38
Рис 38-15. Включение катушки в нейтраль
трансформаторов с различными схемами
соединения обмоток и распределение токов
нулевой последовательности.
на отдельные, электрически не свя-
занные части; при таком разделении
каждая часть сети должна иметь
необходимую компенсирующую
мощность. Применение нескольких
катушек с меньшими мощностями
обеспечивает большую гибкость и
более полную компенсацию, чем при
одной катушке большой мощности.
Дугогасящие катушки желатель-
но устанавливать на узловых под-
станциях с трансформаторами, при-
годными для их включения.
При замыкании одной фазы на
землю через соответствующую об-
мотку трансформатора, в нейтраль
которого включена катушка, прохо-
дит индуктивный ток /к. Это равно-
сильно прохождению через обмотки
трех фаз трансформатора токов ну-
левой последовательности /о=-^,
что приводит к некоторому падению
напряжения в обмотке, снижению
потенциала нейтрали и уменьшению
фактической мощности катушки.
В зависимости от схемы соединения
обмоток, мощности и конструкции
трансформатора этот эффект может
быть практически незначительным
либо весьма существенным.
Для наилучшего использования
мощности катушки трансформатор,
в нейтраль которого она включает-
ся, должен иметь минимальное со-
противление нулевой последова-
тельности.
При включении катушки в ней-
траль понижающего трансформато-
ра, имеющего схему соединения
A/а (рис. 38-15,а), токи нулевой
последовательности, возникающие
во вторичной обмотке, создают по-
токи нулевой последовательности,
которые наводят э. д. с. нулевой по-
следовательности в первичной об-
мотке, замкнутой в треугольник.
Токи нулевой последовательно-
сти в первичной обмотке замы-
каются в треугольнике и соз-
дают в стальном сердечнике пото-
ки, направленные навстречу пото-
кам первичной обмотки. Таким об-
разом, прохождение токов нулевой
последовательности в первичной и
вторичной обмотках создает только
небольшой поток рассеяния нулевой
последовательности. При правиль-
ном выборе мощности трансформа-
тора соответствующая индуктив-
ность рассеяния составляет всего не-
сколько процентов индуктивности ка-
тушки. Схема является благоприят-
ной для включения катушки в ней-
траль, так как позволяет почти пол-
§ 38-5]
Конструкция дугогасящих аппаратов и выбор их мощности
391
ностыо использовать мощность ка-
тушки, не дает дополнительных по-
терь и нагрева за счет неуравнове-
шенных магнитных потоков.
Этих преимуществ лишена схема
соединения д/л (рис. 38-15,6).
Магнитные потоки нулевой последо-
вательности остаются неуравнове-
шенными, поскольку в первичной
обмотке соответствующие токи про-
ходить не могут. Неуравновешен-
ные магнитные потоки замыкаются
по воздуху, маслу и стенкам бака,
который является как бы коротко-
замкнутым витком. Наведенные
в баке токи вызывают его нагрева-
ние и ухудшают условия охлажде-
ния трансформатора. Кроме того,
из-за наличия неуравновешенных
магнитных потоков обмотки транс-
форматора имеют повышенное ин-
дуктивное сопротивление, которое
может стать соизмеримым с индук-
тивным сопротивлением катушки,
тем самым ухудшаются использова-
ние мощности катушки и возмож-
ности регулирования тока компен-
сации.
Особенно неблагоприятные усло-
вия складываются, если трансфор-
матор по схеме звезда-звезда имеет
замкнутую магнитную систему
(трансформатор броневого типа,
группа однофазных трансформато-
ров). В таких трансформаторах не-
уравновешенные магнитные потоки
замыкаются через стальные сердеч-
ники без зазоров. Индуктивное со-
противление нулевой последователь-
ности таких трансформаторов очень
велико и обычно превосходит необ-
ходимое для компенсации индуктив-
ное сопротивление. Поэтому вклю-
чение катушки в нейтраль таких
трансформаторов не имеет смысла.
При соединении первичной об-
мотки в звезду с изолированной
нейтралью магнитное равновесие
для потоков нулевой последователь-
ности может быть достигнуто, если
вторичная обмотка собрана по схе-
ме «зигзаг» (рис. 38-15,в). По обе-
им половинам обмотки, расположен-
ной на одном стержне, проходят то-
ки нулевой последовательности раз-
ных фаз, создавая встречные ам-
пер-витки. Магнитные потоки нуле-
вой последовательности компенси-
руются, и индуктивность нулевой
последовательности сводится к ин-
дуктивности рассеяния.
Благоприятное свойство схемы
«зигзаг» используется иногда для
создания искусственной нулевой
точки, куда включается катушка
(зигзаг-дроссели).
Если первичная обмотка транс-
форматора имеет заземленную
нейтраль при одновременном зазем-
лении нейтрали источника (рис.
38-15,г), то токи нулевой последова-
тельности могут проходить в пер-
вичной цепи. При этом получается
полная компенсация магнитных по-
токов, т. е. трансформатор ведет се-
бя подобно трансформатору, рабо-
тающему по схеме треугольник —
звезда или звезда — зигзаг. Однако
двухобмоточные трансформаторы по
схеме звезда с заземленной
нейтралью — звезда обычно не при-
меняются.
Значительно более широкое при-
менение получили в эксплуатации
трехобмоточные трансформаторы,
работающие по схеме звезда — зве-
зда — треугольник, например транс-
форматоры 110/35/6 кв (рис. 38-15,6).
Независимо от того, замкнута ли
нейтраль обмотки высокого напря-
жения на землю или разомкнута,
токи нулевой последовательности
циркулируют в треугольнике, не вы-
ходя во внешнюю сеть, и приводят
к полной компенсации магнитных
потоков в сердечниках трансформа-
тора. Таким образом, наличие тре-
угольника создает условия, при ко-
торых работа катушки не зависит
от состояния нейтрали обмотки вы-
сокого напряжения.
Катушка может быть включена
в нейтраль специального трансфор-
матора, не несущего никакой другой
нагрузки. Но значительно чаще ка-
тушка включается в нейтраль одно-
го из работающих трансформаторов.
При этом трансформатор получает
дополнительную нагрузку и следует
учитывать соотношение между мощ-
392
Перенапряжения на землю в системах с незаземленной нейтралью -J Гл. 38
к трем фазам сети
Рис. 38-16. Схема трехфазного
дугогасящего аппарата (транс-
форматор Бауха).
ностями трансформатора и катушки.
Если схема соединения обмоток
трансформатора обеспечивает ком-
пенсацию магнитных потоков (схе-
мы а, в, г, д рис. 38-15), то допу-
скается включение катушки с мощ-
ностью, равной 50% мощности
трансформатора, при условии, что
катушка будет непрерывно работать
(при установке на наибольший ток
компенсации) не более 2 ч.
При включении катушки в ней-
траль трехобмоточного трансформа-
тора мощность ее не должна превы-
шать мощности обмотки, соединен-
ной в треугольник.
Если приходится включать ка-
тушку в нейтраль трансформатора,
работающего по схеме рис. 38-15,6,
то мощность трансформатора долж-
на быть в 4—5 раз больше мощно-
сти катушки, чтобы уменьшить ин-
дуктивное падение напряжения
в обмотках трансформатора. При
этом должна контролироваться
температура верхних слоев масла,
в случае перегрева длительность ра-
боты сети с замкнувшейся фазой
ограничивается.
В зарубежной практике наряду
с дугогасящей катушкой применяют
трехфазные дугогасящие аппара-
ты, по существу представляю-
щие собой комбинацию специаль-
ного трансформатора и ка-
тушки в одной единице. На рис. 38-16
изображена схема так называемого
трансформатора Бауха. Первичная
обмотка трансформатора собрана
по схеме звезда с заземленной ней-
тралью, а вторичная . обмотка со-
единена в треугольник, замкнутый
на регулируемый дроссель с ин-
дуктивностью Ь2. При нормальном
режиме сумма э. д. с. в треугольни-
ке равна нулю и ток во вторичной
обмотке отсутствует. Через первич-
ную обмотку проходят незначитель-
ные токи холостого хода, сумма ко-
торых (т. е. ток в нейтрали) практи-
чески равна нулю. При замыкании
одной фазы на землю в первичной и
вторичной обмотках появляются
э. д. с. нулевой последовательности
соответственно [Уф и £7ф (а^ и
w2— числа витков первичной и вто-
ричной обмоток). Во вторичной об-
мотке начинает циркулировать ток
кулевой последовательности
г _36 ф w2
° <oL2 Wj ’
который вызывает появление токов
нулевой последовательности в пер-
вичной обмотке. Через нейтраль про-
ходит арифметическая сумма токов
в отдельных фазах, которая равна
(без учета активной составляющей
г _ О 36ф f W2
‘l—6 UT
= 9-----
ь>62
6ф
I w2
_ 6ф
2 wL0 ’
Обозначив 62 ( ~ ] =L0, получим
тот же результат, как и для дуго-
гасящей катушки, т. е. появление
индуктивного тока компенсации
Il = U$I<i>L0 при однофазном замыка-
нии на землю. Все основные процес-
сы — компенсация емкостных токов,
замедление скорости восстановления
напряжения, смещение нейтрали при
нарушении симметрии в сетях с ду-
гогасящим трансформатором — про-
исходят так же, как и при включе-
нии в нейтраль дугогасящей ка-
тушки.
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов
393
Трансформатор Бауха может
быть включен в любой точке сети,
не считаясь с наличием «подходя-
щих» трансформаторов (в соответ-
ствии с соображениями, изложенны-
ми выше). Однако включение транс-
форматора Бауха приводит к до-
полнительным потерям (потери хо-
лостого хода) в отличие от дугога-
сящей катушки, у которой в сим-
метричной сети потери холостого
хода равны нулю.
ГЛАВА ТРИДЦАТЬ ДЕВЯТАЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ ХОЛОСТЫХ ЛИНИЙ
И БАТАРЕЙ КОНДЕНСАТОРОВ
Перенапряжения при отключе-
нии ' холостых линий и емкостей
имеют много общего с перенапря-
жениями при дуговых замыканиях
на землю, так как в обоих случаях
они связаны с постепенным накоп-
лением заряда на отключаемой ем-
кости при повторных зажиганиях
дуги. В данном случае повторные
зажигания дуги происходят между
контактами выключателя, отклю-
чающего холостую линию от источ-
ника.
Изучение перенапряжений рас-
сматриваемого вида лучше всего
начать с простейшей схемы
рис. 39-1, в которой холостая ли-
ния длиной I, имеющая волновое со-
противление z, отключается непо-
средственно от шин источника бес-
конечной мощности с фазовым на-
пряжением С7ф. Когда выключатель
еще был замкнут, через него прохо-
дил зарядный (емкостный) ток хо-
лостой линии, который опережал
напряжение практически на 90°. Так
как обрыв дуги выключателем про-
исходит всегда вблизи нуля тока,
а напряжение источника при этом
проходит через максимум, после от-
ключения емкости линии остаются
заряженными до амплитуды на-
пряжения источника.
Предположим, что первый обрыв
дуги произошел в момент времени,
когда напряжение источника и=
= —С7ф. После этого напряжение
на линии осталось неизменным,
а напряжение источника продолжа-
ло свое синусоидальное изменение.
Через полпериода .напряжение
источника стало и= + С7ф, и, следо-
вательно, напряжение между кон-
тактами выключателя достигло ве-
личины 2!7ф. Несмотря на то, что
за прошедшие полпериода проч-
ность между контактами выключа-
теля успела значительно возрасти,
не исключена возможность пробоя
и повторного зажигания дуги в вы-
ключателе. Это подтверждается
исследованиями скорости восстанов-
ления прочности отключающего
промежутка выключателей, которые
показали, что за полпериода проч-
ность между контактами воздушных
выключателей возрастает до вели-
чины не более 2 U%, а для масляных
выключателей не более (/ф.
Если повторное зажигание дуги
произойдет при положительном ма-
ксимуме напряжения источника, то
линия будет стремиться перезаря-
диться от напряжения —U$ до на-
пряжения —С7Ф. Поэтому по линии
будет распространяться волна напря-
жения —2Е/Ф и проходить ток г =
_2Цф
z
Распределение напряжения вдоль
линии при движении этой волны
показано на рис. 39-2,а. Дойдя до
холостого конца линии, волна на-
пряжения отразится с тем же зна-
ком, следовательно, на линии
будет устанавливаться напряжение
+4!7ф—Пф = 3!7ф (рис. 39-2,6). Вол-
на тока, напротив, отражается с об-
Рис. 39-1. Простейший случай отключения
холостой линии.
394
П ере напряжения при отключении холостых линий и конденсаторов [ Гл. 39
Рис. 39-2. Распределение напряжения вдоль
отключаемой холостой линии в различные
моменты времени.
а — после первого зажигания дуги до отражения
волны от конца линии; б — то же после отраже-
ний; в — после второго зажигания дуги до отра-
жения волны от конца линии; г — то же после
отражения.
ратным знаком, следовательно, во
всех участках линии, где прошла от-
раженная волна, суммарный ток
в линии становится равным нулю.
Поэтому, как только отраженная
волна дойдет до начала линии, ток
в выключателе проходит через нуль
и дуга в нем вновь может оборвать-
ся (повторное угасание дуги).
После угасания дуги напряже-
ние на линии, очевидно, остается
неизменным и равным +ЗПф, а на-
пряжение источника продолжает
изменяться по синусоиде. В связи
с этим напряжение между контакта-
ми выключателя возрастает от ве-
личины 2!7ф, которую оно имело
непосредственно после угасания ду-
ги, до 4!7ф через полпериода, ког-
да напряжение источника снова из-
менит свой знак и станет равным
и= —(7ф.
Если предположить, что в этот мо-
мент времени произойдет второе по-
вторное зажигание дуги, то линия
должна будет перезарядиться от на-
пряжения —J—ЗС7ф до напряжения источ-
ника, т. е. —!7ф. В линии возникнет
волна с напряжением —4[7Ф, сопро-
вождающаяся протеканием тока 1 =
z
На рис. 39-2,в показано распре-
деление напряжения вдоль линии при
движении этой волны, а на рис. 39-2,г
после ее отражения от конца линии.
Так же как и в предыдущем слу-
о 2Z
чае, через время 2т =— после по-
вторного зажигания дуги ток через
выключатель проходит через нуль
и дуга снова может оборваться,
после чего линия остается заряжен-
ной до напряжения —5(7ф.
На рис. 39-3 показано измене-
ние во времени напряжения источ-
ника, напряжения в начале линии и
тока через выключатель. Из графи-
ка видно, что предыдущие рассуж-
дения были несколько неточными,
так как в них не учитывалось
уменьшение напряжения источника
за время двойного пробега вдоль ли-
нии, которое для длинных линий
может иметь заметную величину.
Например, для линии длиной 300 км
время двойного пробега 2т=2 000
Рис. 39-3. Отключение холостой линии от
источника бесконечной мощности при на-
личии повторных зажиганий.
а — напряжение источника; б — напряжение в на-
чале лиини; в — ток через выключатель.
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов
395
мксек=0,002 сек. За это время на-
пряжение источника уменьшается
до 0,81 t/ф (cos 314-0,002 = 0,81), в
связи с чем первый максимум на-
пряжения будет равен 2,81 вме-
сто 3 С/ф, а второй — 4,43 U® вме-
сто— 5 (Уф. Для линий меньшей
длины снижение напряжения источ-
ника за время 2т практического
значения не имеет. Если бы повтор-
ные зажигания дуги в выключателе
продолжались неограниченно долго
в рассмотренной выше последова-
тельности, то перенапряжения на
линии непрерывно возрастали бы.
В действительности этого, конечно,
не происходит, так как современные
выключатели имеют значительную
скорость восстановления электриче-
ской прочности, благодаря чему
в подавляющем большинстве слу-
чаев при отключении холостой ли-
нии происходит не более одного пов-
торного зажигания дуги, при кото-
ром соглаоно вышеизложенному пе-
ренапряжение на линии не должно
превышать 3,0 (Уф.
В рассмотренной схеме рис. 39-1,
когда линия отключалась от источ-
ника бесконечной мощности, напря-
жение на шинах в процессе отклю-
чения оставалось, естественно, неиз-
менным, поэтому никаких перена-
пряжений на изоляции оборудова-
ния подстанций не возникало. В дей-
ствительности источник обладает
определенной индуктивностью, ко-
торая может оказать заметное влия-
ние на величину перенапряжений.
Влияние этой индуктивности может
быть проанализировано с помощью
схемы рис. 39-4. Процессы в этой
схеме будут аналогичны рассмот-
ренным выше, однако напряжение и
ток бегущей по линии волны будут
постепенно нарастать от нуля до ма-
ксимума. Благодаря этому ток в
выключателе не будет проходить
через нуль в момент прихода от-
Рис. 39-4. Расчетная схема отключения
ХОЛОСТОЙ ЛИНИН.
раженной от конца линии волны и
для определения времени угасания
волны необходимо учитывать отра-
жение волны от начала линии. Так
как в начале линии включена ин-
дуктивность Z-o, это отражение бу-
дет иметь сложный характер, что
значительно затрудняет расчеты.
Поэтому анализ этой схемы проще
производить методом, разобранным
в § 30-7 применительно к схеме
рис. 30-33, от которой рассматривае-
мый случай отличается только на-
чальными условиями и тем обстоя-
тельством, что линия включается на
источник синусоидального, а не по-
стоянного напряжения.
Предположим, как и раньше, что
повторное зажигание дуги произош-
ло в момент времени, когда напря-
жение источника и=+(7ф, а линия
была предварительно заряжена до
напряжения и= —Uo, причем в
дальнейшем мы будем считать
Uq=U%. В этом случае переходный
процесс в линии определяется иа-
пряжением U (t) = U^cos at+ Uo, изо-
бражение которого в операторной
форме:
— (39-1)
Теперь нетрудно найти в опера-
торной форме интересующие нас ве-
личины, которые могут быть полу-
чены на основании (30-55) — (30-58)
путем замены Uo на U(p). Напряже-
ние в конце линии
Ui== . . (39-2)
2 pL0 sh p'z + z ch px ' 7
Напряжение в начале линии
£/,= . (39-3)
1 pLa sh рт. + z ch рт ' 7
Ток в начале линии (ток через вы-
ключатель)
Л = г ь ь • (39-4)
1 pL0 sh рт z ch рт ' '
Будем искать оригинал напряже-
ния в конце линии, пользуясь теоре-
396
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов [ Гл. 39
мой разложения. Для этого обозна-
чим:
Н(р) = 2р!‘-^ш2-, (39-5)
F (р) = (PLo sh pt + z ch pt) (рг + со2).
Тогда при ио = иф,
й2 = ифг-^. (39-6)
На основании теоремы разложения
u^=u^^her“' <зм>
где ph являются корнями уравнения
F (Р) = (Р* + °>2) (рЦ sh pt +
-f- z ch /7т) = 0. (39-8)
Два корня этого уравнения plt2 =
= -<- /со соответствуют установив-
шемуся значению напряжения, а кор-
ни уравнения
/?Losh pt -f- z ch pt = 0
дают частоты собственных колеба-
ний линии, которые были найдены
в § 30-7 (табл. 30-1).
После нахождения частот собст-
венных колебаний установившегося
и переходного режимов определение
амплитуд колебаний может быть
осуществлено с помощью формулы
разложения (39-7). Опуская доволь-
но громоздкие промежуточные пре-
образования, приведем лишь окон-
чательные решения. Интересующие
нас величины могут быть определе-
ны по следующим формулам.
Напряжение в конце линии
1)2 (/) = A cos со/ —
— Bk cos wht. (39-9)
*=i
Напряжение в начале линии
t/r (0 = -Л COS сот COS со/ —
со
— ‘®ftC0S0)ft'tC0stB^- (39-10)
k=\
Ток через выключатель
/, (/) = — sin сот sin со/ —
оо
-^sin sin C0fc/>
fe=l
где
Д=--------------------
cos cor —--sin сот
z
2иф(2а>1 —co2)
(39-11)
(39-12)
(“ft-C^COSCOftH-^^J I
Из графиков рис. 30-31 следует,
что значение сокт при увеличении но-
мера гармоники постепенно прибли-
жается к величине (k—1)л. Так как
sin (/г— 1) л = 0, при этом Вк^-0 и
амплитуда гармоники быстро умень-
шается с увеличением ее номера.
Поэтому с достаточной для практи-
ки точностью, особенно при боль-
ших отношениях Т/т, достаточно учи-
тывать только две первые гармони-
ки. В качестве примера на рис. 39-5
Рис. 39-5. Напряжение на шинах (LJ г) на
конце (172) и ток через выключатель холо-
(Г \
_L = 0,5).
т /
Сплошная линия — расчет методом многократных
отражений; пунктир—приближенный расчет с уче-
том двух гармоник; мелкий пунктир—ток через
выключатель.
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов
397
показана кривая напряжения на
конце холостой линии длиной 60 км,
рассчитанная по приближенному ме-
тоду с учетом только двух гармоник,
и та же кривая, построенная с по-
мощью метода повторных отраже-
ний. На этом же графике приведена
и кривая тока через выключатель.
Момент прохождения тока через
нуль ?2 соответствует гашению дуги
в выключателе. После гашения дуги
линия отсоединяется от выключате-
ля и остается заряженной до неко-
торого напряжения, среднего меж-
ду значениями напряжений щ и п2
в момент гашения. При этом, од-
нако, напряжение в конце линии бу-
дет продолжать изменяться по при-
веденной на рис. 39-5 кривой еще
в течение времени т, равного време-
ни пробега волны от начала линии
к ее концу. Следовательно, для рас-
сматриваемого примера максималь-
ное напряжение в начале линии до-
стигнет величины 2,4 С7ф, а в конце
линии около 3,6 L/ф. Как видно,
в случае источника ограниченной
мощности напряжение в конце ли-
нии может превышать величину
3 U%. Это обстоятельство связано
с тем, что из-за наличия индуктив-
ности время горения дуги несколько
увеличивается (£2>2т). Пришедшая
в момент 2т от конца линии волна
в первые моменты времени отра-
жается от индуктивности с тем же
знаком, что и обусловливает хоро-
шо видные на рис. 39-5 всплески
напряжения ut и н2.
Напряжение на конце и в нача-
ле линии зависит не только от ам-
плитуд отдельных гармоник, но и от
соотношения их частот. Если пред-
положить, что в момент максимума
первой гармоники вторая гармоника
имеет максимум того же знака, то
нетрудно построить огибающие ма-
ксимальных значений перенапряже-
ния на шинах и в конце линии
(рис. 39-6). Эта кривая построена
для линий небольшой длины, когда
к моменту максимума напряжений
э. д. с. источника еще не успела
существенно измениться. Уменьше-
ние э. -д. с. источника приводит к
Рис. 39-6. Максимальные возможные пере-
напряжения в начале и конце холостой ли-
нии, рассчитанные по двум гармоникам.
1 — напряжение на шинах; 2 — напряжение в кон-
це линии.
снижению перенапряжений, но од-
новременно несколько возрастают
амплитуды собственных колебаний,
поэтому отклонения от кривой
рис. 39-6 при различных длинах не
должны быть очень большими.
В приведенных расчетах не учи-
тывалось затухание свободных ко-
лебаний в линии, которое может
иметь существенное значение. На
рис. 39-6 точками показаны резуль-
таты измерений перенапряжений
при отключении холостых линий,
которые производились на моделях
в Советском Союзе и США. Как
видно, экспериментальные точки
практически всегда лежат ниже рас-
четных кривых, что связано в пер-
вую очередь с влиянием затухания
свободных колебаний. Следует, од-
нако, иметь в виду, что активные
сопротивления моделей, на которых
производятся исследования перена-
пряжений. всегда больше, чем в ре-
альных линиях.
Проведенные нами расчеты,
строго говоря, относятся к простей-
шей схеме, когда от шин подстанции
отходит только одна отключаемая
линия и емкостью шин можно пре-
небречь. Наличие других отходящих
линий значительно усложняет ана-
лиз переходного процесса, поэтому
исследование более сложных схем
обычно осуществляется на модели.
398
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов [Гл. 39
Эти исследования показали, что на-
личие других линий, отходящих от
шин подстанции, несколько умень-
шает величину перенапряжения,
так как волновое сопротивление
этих линий уменьшает коэффициент
отражения в начале линии. Поэтому
перенапряжения в рассмотренной
нами простейшей схеме являются
наибольшими и кривые рис. 39-6
действительно определяют предель-
ные величины перенапряжений при
отключении холостых линий.
Однако на практике интерес
представляют не только предельные
возможные величины перенапряже-
ний, но и вероятность их возникно-
вения, которая может быть опреде-
лена только в результате исследо-
ваний, проведенных в реальных си-
стемах. Таких исследований к на-
стоящему времени накопилось до-
статочно много и они прежде всего
показывают, что рассмотренная вы-
ше схема развития перенапряжений
соблюдается очень редко. Действи-
тельно, после первого гашения ду-
ги, когда на линии остается напря-
жение — t/ф, а э. д. с. источника из-
меняется по синусоиде, напряжение
между контактами выключателя из-
меняется так, как показано на
рис. 39-7. Восстановление же элек-
трической прочности дугового про-
межутка выключателя может про-
исходить с различными скоростями,
которые в первую очередь зависят
от конструкции выключателя и при
Рис. 39-7. К определению момента повтор-
ного зажигания дуги.
/ _ восстановление напряжения на контактах вы-
ключателя после первого угасания дуги; 2 —
область значений восстанавливающейся прочно-
сти выключателя.
одинаковых условиях опыта имеют
значительные статистические раз-
бросы. Схематически зона возмож-
ных значений восстанавливающейся
прочности показана на рис. 39-7 за-
штрихованной областью, нижняя об-
разующая которой соответствует
масляным выключателям, а верх-
няя воздушным выключателям,
обеспечивающим более интенсивную
деионизацию дугового промежутка.
Из рис. 39-7 следует, что сов-
ременные быстродействующие вы-
ключатели могут вообще не давать
повторных зажиганий дуги, благо-
даря чему отключение холостых
линий вообще не будет сопровож-
даться перенапряжениями. В слу-
чае же, если повторное зажигание
будет иметь место, то это в подав-
ляющем большинстве случаев будет
происходить до максимума напря-
жения источника, благодаря чему
перенапряжения должны быть су-
щественно меньше, чем в рассмот-
ренном выше наиболее неблагопри-
ятном случае.
Опыты в системах полностью
подтверждают это предположение.
Например, во время наладочных
испытаний на линии 400 кв Волж-
ская ГЭС имени В. И. Ленина —
Москва из 56 опытов по отключе-
нию холостой линии только в 10
случаях наблюдались повторные
зажигания. При этом напряжение
на шинах не превышало 2,6 (Уф,
напряжение на линии 2,9 и на-
пряжение между контактами вы-
ключателя также не превышало
2,9 6/ф. Исследования в германских
сетях 60—300 кв также показали,
что перенапряжения в начале ли-
нии не превосходят 2,4 U$. Напря-
жение на шинах подстанции в этих
опытах достигали иногда 4 Uq, но
эти величины относятся к случаю,
когда нейтраль трансформатора
была изолирована или заземлена
через катушку Петерсена, что для
отечественных сетей такого напря-
жения не является характерным.
Путем обобщения большого
числа экспериментальных данных
в Научно-исследовательском инсти-
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов
399
гуте постоянного тока были постро-
ены кривые вероятности возникно-
вения перенапряжений, превышаю-
щих определенные величины, кото-
рые показаны на рис. 39-8. Из этой
кривой следует, что вероятность пе-
ренапряжений на конце линии, пре-
вышающих 3,5 t/ф, составляет все-
го 2%. Поскольку при построении
этой кривой были использованы и
материалы старых измерений, ког-
да на линиях работали несовершен-
ные выключатели, дававшие боль-
шое число повторных зажиганий,
эту величину следует считать верх-
ним пределом перенапряжений и
в основном ориентироваться на воз-
можность перенапряжений поряд-
ка 3[7ф.
Хотя перенапряжения такой ве-
личины и не представляют непо-
средственной опасности для нор-
мальной изоляции, но их частое воз-
действие на изоляцию является не-
желательным. Кроме того, при сни-
жении уровня изоляции до величи-
ны 2,5 t/ф и меньше, перенапряже-
ния при отключении холостых линий
для ряда систем становятся наибо-
лее важным видом перенапряже-
ний. Поэтому в последнее время об-
ращается самое серьезное внимание
на возможность ограничения этих
перенапряжений.
Современные быстродействую-
щие выключатели часто не дают по-
вторных зажиганий дуги, а следо-
вательно, при некотором дальней-
шем увеличении скорости восста-
Рис. 39-8. Кривая вероятности перенапря-
жений при отключении холостых линий по
данным НИИПТ.
Рис. 39-9. Схема выключателя
с шунтирующим сопротивле-
нием.
Разрыв 1 размыкается первым.
новления электрической прочности
дугового промежутка можно пол-
ностью устранить перенапряжения
при отключении холостых линий.
К сожалению, это мероприятие не
может быть осуществлено, так как
при увеличении быстродействия вы-
ключателей возрастают перенапря-
жения при отключении холостых
трансформаторов. Поэтому при кон-
струировании выключателей прихо-
дится принимать компромиссные ре-
шения, способствующие ограниче-
нию перенапряжений обоих видов.
Интересные возможности по
ограничению перенапряжений свя-
заны с применением выключателей
с шунтирующими сопротивлениями,
схема действия которых ясна из
рис. 39-9. Выключатель имеет два
разрыва, один из которых зашунти-
рован сопротивлением R. Именно
этот разрыв и размыкается первым,
после чего начинают расходиться
контакты разрыва 2. В первом раз-
рыве дуга гаснет при прохождении
тока через нуль, но после этого ли-
ния остается соединенной с источ-
ником через сопротивление R. По-
этому при изменении напряжения
источника заряд на линии не оста-
ется неизменным, а частично сте-
кает обратно в источник. Ток в цепи
приобретает активную составляю-
щую, он проходит через нуль уже
не при максимуме напряжения и
напряжение, оставшееся на линии
при гашении дуги во втором разры-
ве, оказывается существенно ниже
t/ф. Это обстоятельство прежде все-
го уменьшает вероятность повтор-
ного зажигания дуги, но даже если
оно и произойдет, величина перена-
пряжения окажется сильно снижен-
ной. Наибольшее снижение перена-
пряжений получается тогда, когда
сопротивление R имеет порядок ем-
400
Перенапряжения при отключении холостых линий и конденсаторов [ Гл. 39
костного сопротивления линии и,
следовательно, ток опережает на-
пряжение приблизительно на 45°.
Опыты показали, что выключатели
с шунтирующими сопротивлениями
снижают предельную величину пе-
ренапряжений с 3,5 до 2,5 t/ф,
что уже безопасно даже для изоля-
ции со сниженным уровнем.
Хотя в настоящее время разра-
ботан целый ряд конструкций вы-
ключателей с шунтирующими сопро-
тивлениями, они не нашли еще ши-
рокого распространения в силу
сложности их устройства и значи-
тельной стоимости. Поэтому пред-
ставляет интерес возможность огра-
ничения перенапряжений при от-
ключении холостых линий с помощью
обычных грозозащитных разрядни-
ков. Этому вопросу был посвящен
целый ряд исследований, на осно-
вании которых можно сделать сле-
дующие выводы:
1. Разрядник, установленный на
шинах, уменьшает напряжение на
шинах, но мало влияет на величину
перенапряжения на линии.
2. Разрядник, установленный
на линии, ограничивает перенапря-
жения как на самой линии, так и на
шинах. При этом, наибольшее влия-
ние оказывает разрядник, включен-
ный в конце линии.
3. При срабатывании разрядни-
ка через него проходит ток, ампли-
туда которого не превышает вели-
чину Unep/Z' где (Упер — величина пе-
ренапряжений при наличии разряд-
ника, а г — волновое сопротивление
линии.
Например, если разрядник ограничивает
перенапряжение до 2(7$ то при номиналь-
ном напряжении 220 кв амплитуда тока
220-2
через разрядник равна „ игю = 0.45 ка, т. е.
о t-UU
значительно меньше, чем при атмосферных
перенапряжениях.
Длительность прохождения это-
го тока определяется величиной
С7?р, т. е. произведением емкости
линии на сопротивление разрядни-
ка. Емкость одной фазы линии на
100 км имеет порядок 1 мкф. Со-
противление разрядника 220 кв при
напряжении 2(7Ф имеет порядок
300 ом, следовательно, длительность
прохождения тока через разрядник
при длине линии 100 км составляет
около 300 мксек, т. е. значительно
больше, чем при атмосферных пере-
напряжениях. Поэтому, несмотря на
небольшую амплитуду тока, энер-
гия, выделяющаяся в рабочих со-
противлениях разрядника, может
оказаться недопустимо большой и
разрядник может быть разрушен.
Ориентировочно можно считать, что
обычные грозозащитные разрядни-
ки, установленные на линии, спо-
собны надежно ограничивать пере-
напряжения в том случае, если дли-
на отключаемой линии не превы-
шает 200 км. В линиях большей
длины можно применять только спе-
циальные разрядники с повышенной
пропускной способностью.
Укажем еще на одну возмож-
ность ограничения перенапряжений,
которая обнаружилась во время на-
ладочных испытаний на линии
400 кв Волжская ГЭС имени
В. И. Ленина — Москва. Экспери-
менты показали, что перенапряже-
ния резко снижались, когда к от-
ключаемой линии оставались при-
соединенными трансформаторы на-
пряжения. При увеличении напря-
жения на линии происходит очень
сильное насыщение сердечников
этих трансформаторов, их индуктив-
ность резко снижалась и через эту
сниженную индуктивность происхо-
дило стекание в землю оставшихся
на линии зарядов.
Рассмотрим перенапряжения
при отключении батарей конденса-
торов (рис. 39-10) от источника, об-
ладающего определенной индуктив-
ностью Lo- В настоящее время бата-
реи конденсаторов все чаще приме-
няются в электрических системах
для улучшения коэффициента мощ-
Перенапряжения при отключении индуктивностей
401
ности, регулирования напряжения,
повышения пропускной способности
дальних линий электропередачи,
причем мощности отдельных бата-
рей достигают десятков мегавольт-
ампер и более.
При отключении конденсаторной
батареи, так же как и при отключе-
нии холостой линии, емкостный ток
обрывается в момент максимума
напряжения на конденсаторе и на-
пряжение между контактами вы-
ключателя изменяется в соответ-
ствии с кривой / рис. 39-7. Благода-
ря этому имеется вероятность по-
вторного зажигания, которое сопро-
вождается колебаниями с амплиту-
дой 2£/ф. В процессе этих колеба-
ний напряжение на батарее дости-
гает 36/ф, причем ток в этот момент
проходит через нуль и дуга может
оборваться. Если произойдет еще
одно зажигание, то напряжение
может возрасти до 5 (7ф и т. д.
Таким образом, отличие этого
случая от разобранного выше за-
ключается только в том, что соб-
ственные колебания происходят прак-
тически только с одной частотой
о>0 = . Современные
г /.qC
конденса-
торные батареи осуществляются
обычно путем последовательно-па-
раллельного соединения отдельных
секций, каждая из которых защи-
щается предохранителем (см.
гл. 19). Поэтому в батареях прак
тически не бывает полных коротких
замыканий, что позволяет приме-
нять выключатели облегченного ти-
па. Поскольку такие выключатели
предназначены только для отключе-
ния конденсаторных батарей, они
могут выполняться с очень большой
скоростью восстановления напряже-
ния, исключающей возможность по-
вторных зажиганий. Создание спе-
циализированных выключателей яв-
ляется наиболее перспективным
средством ограничения перенапря-
жений на конденсаторных батареях
и облегчения условий работы самого
выключателя, восстанавливающееся
напряжение между контактами ко-
торого при этом не превышает 2!7ф.
В настоящее время создан ряд кон-
струкций масляных и воздушных
выключателей, предназначенных
для отключения емкостных токов,
в частности и выключатели, в кото-
рых в качестве гасящей среды ис-
пользуются высокопрочные газы —
фреон или элегаз. Большой интерес
представляет также использование
для этой цели вакуумного выключа-
теля, обладающего очень большой
скоростью восстановления прочно-
сти.
ГЛАВА СОРОКОВАЯ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ ИНДУКТИВНОСТЕЙ
Изучение перенапряжений при
отключении индуктивностей можно
производить на основании простой
схемы замещения рис. 40-1, в кото-
рой L{ и Ci представляют собой ин-
дуктивность и емкость источника,
L2 — отключаемая индуктивность
(например, холостой трансформа-
тор), а С2— собственная емкость
катушки индуктивности. Помимо
этих четырех основных парамет-
ров схемы, величина возникаю-
щих в ней перенапряжений в очень
сильной степени зависит от процес-
са обрыва тока дуги в выключателе.
При больших токах (например,
при отключении мощных индуктив-
ных нагрузок или коротких замыка-
ний) окончательный разрыв цепи
всегда имеет место в момент про-
хождения тока через нуль, причем
снижение тока до нуля происходит
плавно. Поэтому к моменту разрыва
цепи в индуктивности L2 магнитная
энергия практически отсутствует и
процесс отключения не сопровожда-
ется всплесками напряжения на вы-
ключателе.
При малых токах (например,
при отключении холостых трансфор-
26—314
402
Перенапряжения при отключении индуктивностей
[ Гл. 40
Рис. 40-1. Схема для анализа
перенапряжений при отключе-
нии индуктивностей.
Lz — отключаемая индуктивность.
маторов) степень ионизации дуги
оказывается незначительной, и под
действием рабочего дутья выключа-
теля может произойти очень бы-
стрый распад дугового столба еще
до того, как ток проходит через свое
нормальное нулевое значение. При
этом сопротивление дуги скачком
возрастает, а ток в дуге резко сни-
жается до нуля. Происходит так на-
зываемый «срез» тока, который и
является основной причиной пере-
напряжений. Мгновенное значение
тока, которое может быть «среза-
но», зависит от степени ионизации
дуги в этот момент времени и от
дугогасящих способностей выклю-
чателя. В зависимости от амплиту-
ды тока 7М через выключатель вели-
чина тока среза /Ср изменяется при-
близительно так, как показано на
рис. 40-2. При очень малых токах
срез может происходить на ампли-
туде, поэтому /Ср растет пропорцио-
нально /м. После того как дела-
ется равной максимально возмож-
ному для данного выключателя то-
ку среза, величина /ср практически
перестает изменяться, а момент сре-
за постепенно перемещается к мо-
менту прохождения тока через нуль.
Рис. 40-2. Примерный характер зависимо-
сти тока среза от амплитуды тока через
выключатель.
Рис. 40-3. Развитие перенапряжений при
отключении индуктивности без учета по-
вторных зажиганий дуги в выключателе.
Заштриховано напряжение между контак-
тами выключателя.
В дальнейшем ток среза снова на-
чинает уменьшаться, так как при
больших амплитудах переменного
тока степень ионизации канала дуги
сильно возрастает, что затрудняет
его быстрое разрушение. Наконец,
при значениях Д больше определен-
ной величины явление среза вообще
отсутствует.
Допустим, что в схеме рис. 40-1
в момент времени /0 (рис. 40-3)
произошел срез тока, мгновенное
значение которого было /ср. Пре-
небрегая токами, ответвляющимися
в емкости схемы, можно считать,
что в этот момент времени в индук-
тивностях Lj и L. была запасена
L,/2 L2/2
энергия - '9ср и - °2 ср-. Так как
явление среза происходит только
при относительно малых токах (де-
сятки ампер и меньше), отключае-
мая индуктивность L2 всегда значи-
тельно больше Lj (на один-два по-
рядка), поэтому величина
должна быть пренебрежимо мала
и не может оказывать существен-
ного влияния на протекание про-
цесса. После обрыва тока энергия
£г/2
—2^ оказывается „запертой" в кон-
туре L2C2, что приводит к возник-
новению колебаний в этом контуре,
Перенапряжения при отключении индуктивностей
403
которые выражаются уравнением
(без учета затуханий)
ua = Uo cos wot + <о2£2/ср sin «V,
(40-1)
где ш2 = —-— — собственная ча-
YL2C2 стота колебаний
контура;
Uo — мгновенное значе-
ние напряжения
и2 (напряжения на
емкости С2) в мо-
мент среза.
Максимальное напряжение на
отключаемом конденсаторе в соот-
ветствии с (40-1), очевидно, равно:
Обмане = V^o “Ь 05 2 ^2
= w>-2>
Так как в момент максимума
напряжения ток в колебательном кон-
туре проходит через нуль, величину
(72Макс легко определить также и на
основании баланса энергии
। ^2макс^2 (40-3)
где в левой части записана полная
энергия, запасенная в момент среза
в индуктивности Ь2 и емкости С2.
К моменту максимума напряжения
вся эта энергия превратилась в элек-
бзмакс^"2
трическую энергию -------%-----
Для оценки возможной величины
^2макс рассмотрим отключение транс-
форматора мощностью Ри=31 500 ква
и номинальным напряжением (7В =
= 121 кв. Такой трансформатор
имеет ток холостого хода ix.x4esi
ss3°/0, так что амплитуда тока /н =
= ,|/2а6,4 а. Индук-
1001/3 иИ
тивность фазы трансформатора £2 =
и
= --'L “ 50 гн. Если принять ем-
гз/м
кость обмотки порядка С2 =
= 10000 пр= 10~8 ф, то собствен-
1
пая частота контура == ..=
J/50-10-'
= 1 420 1/сек, т. е. примерно в 4,5
раза больше частоты сети. В совре-
менных выключателях токи среза
могут достигать величины порядка
10 а, следовательно, в рассматри-
ваемом случае ток холостого хода
может быть оборван на максимуме,
так что /ср = /м = 6,4 а. Таким об-
разом, амплитуда второго члена
в (40-1) может достигать величины
со2£2/ср= 1 420-50-6,4 = 450 кв, т. е.
в 4,5 раза больше амплитуды фазо-
вого напряжения трансформатора.
Если учесть, что при расчете бы-
ло принято несколько преувеличен-
ное значение собственной емкости
обмотки, очевидна принципиальная
возможность получения при отклю-
чении холостых трансформаторов
очень больших перенапряжений.
Однако полученная выше величина
перенапряжения это лишь так на-
зываемое «ожидаемое» напряжение,
которое в реальных схемах никогда
не достигается из-за повторных про-
боев между контактами выключа-
теля.
Напряжение между контактами
выключателя U АВ определяется раз-
ностью напряжений UA и (7г- Так
как в момент обрыва тока в индук-
тивности L) также была запасена
определенная энергия, в конту-
ре £|С] развиваются колебания,
аналогичные рассмотренным выше.
Однако вследствие малой величи-
ны этой энергии и относительно
большой величины емкости ам-
плитуда этих колебаний невелика.
Поэтому напряжение в точке А
приближенно может быть принято
равным напряжению источника.
В этом случае напряжение между
контактами выключателя изменяет-
ся так, как показано на рис. 40-3
штриховкой, т. е. первый максимум
напряжения U АВ меньше напряже-
ния U2 на величину мгновенного
значения напряжения источника,
а второй, наоборот, больше. Поэто-
му напряжение между контактами
выключателя от нулевого значения
очень быстро возрастает до величи-
ны, значительно превышающей но-
минальное напряжение, и повтор-
26*
404
Перенапряжения при отключении индуктивностей
[ Гл. 40
ные зажигания дуги в выключателе
неизбежны.
После обрыва тока в выключа-
теле в связи с расхождением кон-
тактов электрическая прочность
межконтактного промежутка посте-
пенно возрастает, как это показано
на рис. 40-4. Воздушные выключа-
тели с их быстрым перемещением
контактов и интенсивным дутьем
имеют вначале значительно более
быстрый рост электрической проч-
ности, чем масляные выключатели,
предельная же прочность между
контактами у выключателей обоих
типов практически одинакова, так
как она определяется нормами.
Данные рис. 40-4 относятся к вы-
ключателям напряжением 110 кв,
у которых предельная прочность
близка к 4 t/ф. Следует отметить,
что кривые рис. 40-4 являются гру-
бым приближением и характеризу-
ют лишь верхний предел электриче-
ской прочности между контактами.
Эксперименты по определению вос-
станавливающейся прочности вы-
ключателей обнаруживают очень
большой разброс величин, который,
помимо известного нам статистиче-
ского характера пробоя, определя-
ется разбросами в скорости рас-
хождения контактов, интенсивности
дутья, а также фазой тока в мо-
мент расхождения контактов. По-
этому фактическое пробивное на-
пряжение всегда ниже, чем это
указано на рис. 40-4.
Рис. 40-4. Нарастание электри-
ческой прочности между кон-
тактами выключателей.
f — воздушные выключатели; 2 —
масляные выключатели.
Рис. 40-5. Схематическая картина образо-
вания повторных зажиганий в выключа-
теле.
Процесс повторных пробоев
между контактами выключателя
можно схематически иллюстриро-
вать с помошью рис. 40-5. Первый
срез тока, как и раньше, происхо-
дит в момент времени to, после чего
напряжение начинает возрастать
по кривой, описываемой уравне-
нием (40-1). Контакты выключате-
ля начали расходиться в момент tK,
т. е. несколько раньше среза тока.
Если бы дуга погасла в момент /к,
то восстанавливающаяся прочность
выключателя изменялась бы так,
как показано кривой (7ВОс. В дей-
ствительности, конечно, до момен-
та t0, пока дуга в выключателе еще
горит, фактическая прочность про-
межутка между контактами равна
нулю. Но в момент среза тока
вследствие интенсивного распада
дугового столба прочность проме-
жутка очень быстро возрастает до
величины, определяемой кривой
£7ВОС. Примем в первом приближе-
нии этот рост мгновенным. Тогда
повторный пробой между контакта-
ми произойдет в тот момент време-
ни, когда кривая напряжения на
выключателе пересечется с кривой
(/Вос. После этого напряжение меж-
ду контактами выключателя сни-
зится практически до нуля, а на-
пряжение U2 до величины напря-
жения источника. На рис. 40-5 на-
Перенапряжения при отключении индуктивностей
405
пряжение UAB между контактами
выключателя не показано. Но мо-
мент пробоя нетрудно определить,
учитывая (рис. 40-3), что в течение
первого полупериода колебаний на-
пряжение UAB меньше, чем U2, на
величину мгновенного значения на-
пряжения источника. Поэтому мо-
мент пробоя может быть определен
как точка пересечения кривой
С7ВОс + UА и кривой ожидаемого на-
пряжения t/ожид на отключаемой
индуктивности.
В момент пробоя между контак-
тами снова появляется ток 1В, ко-
торый весьма быстро возрастает,
после чего происходит новый срез
тока, но уже при несколько мень-
шем его мгновенном значении.
Вследствие этого и амплитуда ожи-
даемого напряжения оказывается
несколько меньше. Однако, посколь-
ку она все же превосходит величи-
ну Uroc + Ua, происходит новый
пробой промежутка между контак-
тами. Процесс повторяется до тех
пор, пока постепенно уменьшаю-
щийся максимум восстанавливаю-
щегося напряжения между контак-
тами выключателя не сделается
меньше восстанавливающейся проч-
ности. Обычно это происходит где-
то вблизи момента нормального
прохождения синусоидального тока
через нуль.
Напряжение (72 проходит через
нуль и начинается второй полупе-
риод собственных колебаний. Но,
как видно из рис. 40-3, во время
второго полупериода напряжение
между контактами выключателя
больше U2 на величину мгновенно-
го значения напряжения источника.
Поэтому возможно еще одно по-
вторное зажигание дуги в том слу-
чае, если кривая (7В0С—Уд пересе-
чется с кривой напряжения (/2. На
рис. 40-5 такое пересечение имеет
место в точке М, после чего про-
цесс повторных зажиганий дуги
в выключателе может продолжать-
ся. Изменение напряжения при этом
в более мелком масштабе показано
на рис. 40-6, где вместо тока в вы-
ключателе показан ток в отключае-
а)
Рис. 40-6. Отключение масляным выключа-
телем индуктивного тока /=5 а при напря-
жении 15 кв.
а — осциллограмма тока; б—осциллограмма на-
пряжения на индуктивности.
мой индуктивности. Этот ток в мо-
менты среза, естественно, не
уменьшается до нуля, так как он
начинает замыкаться через ем-
кость С2, приводя к увеличению на-
пряжения и2.
Повторные зажигания дуги
в выключателе могут прекращаться
довольно быстро, но могут продол-
жаться и несколько полупериодов.
Длительность существования по
вторных зажиганий зависит от
величины ожидаемого напряже-
ния, интенсивности затухания соб-
ственных колебаний и скорости
роста восстанавливающейся проч-
ности выключателя. Если ожидае-
мое напряжение невелико, то его
амплитуда делается меньше (7ВОс +
+ UA уже после небольшого чис-
ла повторных зажиганий, после
чего происходит окончательный
разрыв цепи. При значительных за-
туханиях собственных колебаний
второй максимум напряжения зна-
чительно меньше первого, поэтому
уменьшается вероятность повтор-
ного зажигания в точке М. Из
рис. 40-5 следует, что чем дольше
затягивается процесс повторных за-
жиганий при данной кривой восста-
навливающейся прочности, тем боль-
шей величины достигает напряже-
406
Перенапряжения при отключении индуктивностей
[Гл. 40
ние U2. Следовательно, уменьше-
ние (70жид и увеличение затуханий
способствуют снижению перенапря-
жений.
При увеличении скорости восста-
новления прочности длительность
существования повторных зажига-
ний также сокращается, однако не-
трудно видеть, что при этом вели-
чины перенапряжений возрастают.
Приведенные выше рассужде-
ния очень грубо описывают картину
развития перенапряжений при от-
ключении индуктивностей. Процесс
осложняется колебаниями напряже-
ния со стороны источника в конту-
ре LiCt, нелинейным характером
кривой намагничивания отключае-
мой индуктивности, благодаря чему
колебания напряжения и тока, по-
мимо основной частоты, содержат
также высшие гармоники, более
сложным характером обрыва тока,
который начинается еще до осуще-
ствления среза, и т. д. Однако даже
на основании упрощенной картины
ясно, что предельная величина пе-
ренапряжений на контактах вы-
ключателя может быть равна пре-
дельной прочности промежутка
между контактами, а напряжение
на отключаемой индуктивности при
этом может быть на величину фазо-
вого напряжения источника боль-
ше. Так как предельная величина
(7ВОС близка к 4 [7Ф, перенапряже-
ние при отключении индуктивностей
во всяком случае не должно превы-
шать 517ф (где (7ф—амплитуда фа-
зового напряжения). Исключение
представляет искусственная схема,
когда в сети данного напряжения
используется выключатель более
высокого номинального напряже-
ния. В этом случае предельное
значение (7ВОС по сравнению с но-
минальным напряжением сети бу-
дет значительно превышать 4П,;„
в связи с чем и перенапряжения мо-
гут быть весьма большими.
Совершенно естественно, что пе-
ренапряжения в 5(7ф должны рас-
сматриваться в качестве верхнего
предела, который может быть до-
стигнут в исключительных случаях,
при стечении ряда неблагоприятных
обстоятельств. Нужно провести
очень большое количество опытов
для того, чтобы получить величину,
близкую к этому пределу. Поэтому
часто результаты экспериментов
представляют в виде кривых веро-
ятностей, подобных показанной на
рис. 40-7. Для конкретного случая
рис. 40-7 лишь в очень редких опы-
тах перенапряжения достигали
(4,5—5) [/ф, наиболее же вероят-
ная величина перенапряжений со-
ставляла всего 2,2[7ф.
Поскольку перенапряжения при
отключении индуктивностей лишь
в очень редких случаях достигают
своей предельной величины и имеют
форму кратковременных всплесков,
они не представляют серьезной
опасности для изоляции с нормаль-
ным уровнем. Действительно, дли-
тельность перенапряжений при от-
ключении индуктивности во всяком
случае не превышает 5 периодов,
т. е. 0,10 сек. При такой длительно-
сти на основании рис. 16-26 проч-
ность изоляции трансформаторов по
крайней мере в 1,55 раза больше
одноминутной прочности. Поэтому,
например, при напряжении 220 кв,
для которого испытательное напря-
жение ЙИсп=400 кв, т. е 3,14(7ф,
фактическая прочность изоляции
при рассматриваемых перенапряже-
ниях будет больше 1,55-3,14{7Ф=
= 4,9(7ф, т. е. повреждения такой изо-
ляции при отключении холостых
трансформаторов практически ис-
Рис. 40-7. Вероятность 'перенапряжений при
отключении холостого трансформатора
мощностью 20 Мва воздушным выключа-
телем.
Перенапряжения при отключении индуктивностей
407
ключаются. Для изоляции более
низких классов напряжения этот
вывод еще более очевиден, так как
она имеет повышенную кратность
испытательных напряжений.
Но в эксплуатации до сих пор
существует довольно значительное
количество трансформаторов с по-
ниженным уровнем изоляции. Кро-
ме того, как уже неоднократно упо-
миналось, в настоящее время при-
нимаются меры для снижения уров-
ня изоляции электрических систем,
в первую очередь для самых высо-
ких номинальных напряжений. По-
этому определенное внимание всег-
да уделялось изысканию возможно-
стей ограничения перенапряжений
при отключении индуктивностей.
Прежде всего следует отметить,
что перенапряжения могут суще-
ственно уменьшаться при увел 1че-
нии емкости С2, включенной парал-
лельно отключаемой индуктивности.
Например, если к трансформатору,
для. которого было рассчитано ожи-
даемое напряжение, подключить
участок кабеля НО кв сечением
300 мм2 и длиной 500 м, то ем-
кость С2 увеличится примерно до
10-7 ф, а ожидаемое напряжение
уменьшится до 140 кв, т. е. более
чем в 3 раза. Такое напряжение, ко-
нечно, никакой опасности для изо-
ляции не представляет, тем более,
что оно будет еще уменьшено за
счет повторных зажиганий в вы-
ключателе. Схемы с постоянно
включенными к трансформатору
достаточно длинными участками
кабелей в настоящее время все ши-
ре применяются, главным образом,
на гидростанциях. С точки зрения
перенапряжений при отключении
трансформаторов они, как видно,
весьма благоприятны.
Возможно существенное ограни-
чение перенапряжений путем при-
менения выключателей с шунти-
рующими сопротивлениями, через
которые часть энергии, запасенной
в индуктивности, возвращается
обратно в сеть. Эти сопротивления
подобны тем, которые рекомендо-
вались выше для ограничения пере-
напряжений при отключении холо-
стых линий, однако величина сопро-
тивления должна иметь порядок
индуктивного сопротивления отклю-
чаемой цепи. Для рассмотренного
выше случая трансформатора
121 кв, 31 500 ква это сопротивле-
ние равно 50-314=15 000 ом, т. е.
в (несколько раз больше, чем сопро-
тивление, необходимое для отклю-
чения холостых линий. Поэтому
с помощью одного сопротивления,
к сожалению, невозможно решить
задачу ограничения перенапряже-
ний обоих видов. Обычно предпо-
чтение отдается холостым линиям,
поэтому рассчитывать на суще-
ственное снижение перенапряжений
при отключении трансформаторов
за счет применения шунтирующих
сопротивлений не следует.
Рассматривая характеристики
восстанавливающейся прочности
воздушных и масляных выключате-
лей (рис. 40-4), следует признать,
что теоретические верхние пределы
возможных перенапряжений в обоих
случаях практически одинаковы.
Однако для масляных выключате-
лей полное развитие перенапряже-
ний требует большого времени
порядка трех-четырех периодов, а
поэтому маловероятно. Для воздуш-
ных выключателей такое же напря-
жение достигается при продолжи-
тельности повторных зажиганий
меньше периода, вероятность чего
гораздо больше. Поэтому быстро-
действующие выключатели, обла-
дающие большой скоростью восста-
новления электрической прочности,
всегда дают большие перенапряже-
ния при отключении индуктивно-
стей, и с этой точки зрения их при-
менение невыгодно. Хотя при кон-
струировании выключателей необ-
ходимо учитывать особенности их
работы при отключении индуктив-
ных цепей, все же основное значе-
ние имеют другие соображения,
требующие применения выключате-
лей с большими скоростями гаше-
ния дуги, благодаря чему ограни-
чивать перенапряжения при отклю-
чении индуктивностей путем соот-
408
Перенапряжения при отключении индуктивностей
[ Гл. 40
\-7в5п6
220/^6
110кб
500 кв
Восточная подстанция
б)
Рис. 40-8. Отключение на переключательном пункте 2 шунтирующего реактора
3x50 Мвар воздушным выключателем ВВН-400 (ВВ4). Передаваемая мощность
48 Мет.
а — осциллограммы напряжений на реакторе и отключающем выключателе, токи в реакторе;
б — осциллограммы напряжений на фазах Ж и 3 реактора в более крупном масштабе.
ветствуюицего конструирования вы-
ключателей едва ли возможно.
Наиболее реальным способом
ограничения перенапряжений явля-
ется применение разрядников, по-
стоянно включенных на выводы
трансформатора. Энергия, запасен-
ная в индуктивности трансформато-
ра, вевелика и значительно меньше
пропускной способности разрядни-
ков стандартного типа. Например,
в трансформаторе 121 кв, 31 500 ква
при /ср = 6,4 а запасена энергия все-
го около 1 000 дж, в то время как
разрядник 110 кв без труда рассеи-
вает энергию, на порядок большую.
§ 41-1]
Общие сведения
409
Поэтому для ограничения перена-
пряжений при отключении холостых
трансформаторов возможно как ис-
пользование нормальных грозоза-
щитных разрядников, так и приме-
нение специальных разрядников
облегченного типа.
В заключение отметим, что пе-
ренапряжения возникают не только
при отключении холостых трансфор-
маторов, но и при отключении транс-
форматоров, имеющих небольшую
индуктивную нагрузку, а также при
отключении реакторов, устанавли-
ваемых на длинных линиях элек-
тропередачи. В качестве примера
на рис. 40-8 приведены осцилло-
граммы напряжений на двух фазах
трехфазного реактора мощностью
3x50 000 ква, установленного на
линии 400 кв Волжская ГЭС имени
В. И. Ленина — Москва. Как видно,
во время одного из угасаний дуги
напряжение на реакторе составило
785 кв, т. е. 2,3 (7ф. На осцилло-
граммах видны срезы напряжения
и собственные колебания, имеющие
высокую частоту вследствие малой
индуктивности обмотки реактора.
ГЛАВА СОРОК ПЕРВАЯ
РЕЗОНАНСНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
41-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Электрические системы в боль-
шом количестве содержат элемен-
ты, способные накапливать элек-
трическую или магнитную энер-
гию — емкости и индуктивности
(например, емкость линии, индук-
тивность трансформатора и т. д.).
Комбинации этих элементов состав-
ляют целый ряд колебательных
контуров, поэтому в электрических
системах имеются большие потен-
циальные возможности для разви-
тия резонансных явлений. В нор-
мальных режимах работы эти коле-
бательные контуры шунтированы
нагрузкой, поэтому в них невозмож-
ны сколько-нибудь существенные
колебания. Однако при различных
схемах соединений в системе,
в большинстве случаев аварийных,
часть колебательных контуров от-
деляется от нагрузки и свободные
колебания в них становятся воз-
можными.
Резонансные перенапряжения
являются одним из наиболее слож-
ных для анализа видов перенапря-
жений, так как большинство имею-
щихся в электрических системах
индуктивностей имеют стальные
сердечники, характеристики намаг-
ничения которых нелинейны. Коле-
бательные процессы в нелинейных
цепях сложны и разнообразны.
Рассмотрим процессы, которые со-
провождаются повышениями напря-
жения на элементах колебательного
контура. Это значительно сужает
задачу и позволяет в ряде случаев
применять приближенные методы.
Резонансные процессы в нели-
нейных цепях можно разбить на
четыре группы:
а) Гармонический резонанс,
т. е. возникновение в схеме резо-
нансных колебаний с частотой, рав-
ной частоте источника. При этом
колебания не являются, конечно,
чисто гармоническими и содержат
ряд высших частот, однако колеба-
ния основной частоты являются оп-
ределяющими.
б) Ультрагармонический резо-
нанс, когда происходит значитель-
ное усиление колебаний на одной
из высших частот.
в) Субгармонический резонанс,
когда в цепи возникают значитель-
ные колебания с частотой меньше
частоты источника.
г) Параметрический резонанс,
возникновение которого связано
с периодическим изменением за
счет внешних сил величины одного
из параметров колебательного кон-
тура (индуктивности или емкости).
В электрических системах прин7
410
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
ципиально возможно возникновение
всех перечисленных видов резо-
нансных явлений. Например, пара-
метрический резонанс возникает при
коротких замыканиях в цепи гидро-
генератора, включенного на холо-
стую линию электропередачи доста-
точно большой длины; субгармо-
нические колебания возникают
в дальних электропередачах, снаб-
женных установками продольной
компенсации, и т. д. Следует отме-
тить, что применение линий элек-
тропередачи очень большой длины
значительно расширило возможно-
сти возникновения резонансных пе-
ренапряжений, интерес к которым
очень сильно вырос во время про-
ектирования первой дальней пере-
дачи 400 кв Волжская ГЭС имени
В. И. Ленина — Москва.
режима t/уст и переходной состав-
ляющей Нпер. В установившемся
режиме напряжение на емкости
колеблется с частотой сети ш, соб-
ственная же частота колебаний кон-
тура равна:
О=/% — S2, где too = y=- и
(41-2)
Во всех практических задачах,
с которыми нам придется иметь
дело, активное сопротивление г мно-
го меньше характеристического со-
противления колебательного контура
I г < У “7- / ’ ТаК что —у < 1 И
\ / <Л>0
В этом случае напряжение
ис оказывается равным:
41-2. РЕЗОНАНСНЫЕ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ЛИНЕЙНЫХ ЦЕПЯХ
Если рассматривать простейшие
колебательные контуры, то, как из-
вестно, перенапряжения при резо-
нансе возникают в схеме последо-
вательного соединения емкости и
индуктивности, например в схеме
рис. 41-1, в которой г представляет
собой активное сопротивление ка-
тушки индуктивности и соедини-
тельных проводов.
Рассмотрим включение этой про-
стейшей схемы на синусоидальное
напряжение
и (t) = UM sin (<о( -}- <р), (41-1)
где
Uq — {/уст COS (со{ —|— фг) —
Хе ы cos (<о0/4-&)] ,
(41-3)
где величина угла 4 определяется
моментом включения рубильника Л’.
Напряжение на емкости колеба-
тельного контура ис складывается
из составляющей установившегося
<02
—г— 1
“о
ф^ф-arctg-^-
ш0
Рис. 41-1. Схема простейшего
линейного колебательного кон-
тура.
Первое слагаемое этого выраже-
ния дает установившееся напряже-
ние на конденсаторе, второе пере-
ходную составляющую.
Зависимость амплитуды устано-
вившегося напряжения от величины
отношения ш/ш0 показана на рис. 41-2
сплошной линией для конкретного
5 41-2]
Резонансные перенапряжения в линейных цепях
411
Рис. 41-2. Зависимость напряжения на ем-
кости линейного колебательного контура
ш
от отношения частот ----. Затухание
5
-— = 0,05.
значения — = 0,05. Максимум этой
кривой соответствует точной на-
стройке системы в резонанс, когда
со = <о0. Величина этого максимума
равна:
U Смаке
иы
V-
гС (41-4)
т. е. определяется отношением ха-
рактеристического сопротивления
колебательного контура к активно-
му сопротивлению схемы г.
Из рис. 41-2 следует, что сущест-
венное повышение напряжения на
емкости по отношению к напряже-
нию источника (например,в 2 раза)
имеет место при изменении частоты
собственных колебаний в очень
узких пределах (0,7ш—1,25ш). Это
обстоятельство является отличи-
тельной особенностью линейного
резонанса.
Наибольшее напряжение, дости-
гаемое на емкости во время пере-
ходного процесса, в значительной
мере зависит от момента включения
схемы (угол ф). При каждом опре-
деленном отношении соо/со имеется
наиболее неблагоприятная величи-
на ч)\ при которой напряжение в пе-
реходном режиме оказывается наи-
большим.
Если частота сети много больше
частоты собственных колебаний кон-
тура << 1 J , то наибольшие пе-
ренапряжения получаются при Ф = 0.
Если же, наоборот, — > 1, что
СО
в практических схемах встречается
значительно чаще, то наибольшие
перенапряжения возникают при
включении в момент максимума на-
пряжения источника
При включении схемы в наибо-
лее неблагоприятный момент вре-
мени (41-3) можно упростить:
1
ПРИ —2 > 1
• со
ис =— (7yCT(cos<oZ — е lt cosoy/);
(41-5)
W0 1
при — <Г 1
со
Uc—sin со/
<0 —If . ,\
---е sin mJ .
“о )
(41-6)
В случае точной настройки в ре-
зонанс (ш = шо) момент включения
не играет роли и напряжение на
емкости изменяется по закону
Ис — Um
0. cos(t»f-J-ф)(1 — е ы),
(41-7)
т. е. колебания происходят с посте-
пенно возрастающей амплитудой,
в пределе достигающей величины
установившегося напряжения.
На рис. 41-2 пунктиром показаны
максимальные напряжения, возникаю-
щие в переходном режиме. Отноше-
ние этого максимального напряже-
ния к установившемуся обычно на-
зывается ударным коэффициентом /гуд.
Для простейшего колебательного
контура, как видно из рис. 41-2,
ударный коэффициент всегда мень-
ше двух при 1, равен едини-
це пои — =1 и может быть боль-
со
ше двух при — >1. Однако
412
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
в последнем случае абсолютные ве-
личины перенапряжений невелики
как в переходном, так и в установив-
шемся режимах.
41-3. ГАРМОНИЧЕСКИЙ РЕЗОНАНС
Гармонический резонанс в про-
стейшем нелинейном колебательном
контуре (рис. 41-3), содержащем
катушку со сталью, является наи-
более широко известным случаем
нелинейных колебаний. В случае
гармонического резонанса высшие
гармоники не играют определяющей
роли (см. § 41-1), поэтому напря-
жение и ток в цепи в первом при-
ближении могут считаться синусо-
идальными и для расчета цепи
можно воспользоваться обычным
символическим методом.
Пренебрегая временно актив-
ным сопротивлением для схемы
рис. 41-3, можно написать равен-
ство:
= + (41-8)
Так как при отсутствии активно-
го сопротивления напряжения на
индуктивности и на емкости нахо-
дятся в противофазе, (41-8) можно
переписать следующим образом:
±U = U L — Uс или UL = ±U + Uc
(41-9)
причем Uc = - , где плюс соот-
ветствует режиму с отстающим то-
ком (UL > Uc), а минус — режиму
с опережающим током.
Так как эффективная индуктив-
ность катушки определяется ее
вольт-амперной характеристикой,
обычно задаваемой в виде графика,
(41-9) проще всего решать графи-
чески. Соответствующее построение
Рис. 41-3. Простейший колеба-
тельный контур с нелинейной
индукти вн остью.
Рис. 41-4. Графическое опреде-
ление напряжений при гармо-
ническом резонансе (г=0).
показано на рис. 41-4 для двух зна-
чений емкости. Возможные величины
установившегося напряжения в схе-
ме определяются точками пересече-
ния прямых U и — U -|-
с вольт-амперной характери-
стикой катушки. Как видно из
графика, при достаточно больших
емкостях таких точек пересечения
может быть три, из которых две
соответствуют индуктивному режи-
му, а одна — емкостному. Однако
не все из этих состояний являются
устойчивыми, а следовательно, не
все из них практически возникают.
Проверка устойчивости решения
осуществляется обычно путем иссле-
дования поведения схемы при не-
большом изменении тока в цепи.
В случае устойчивого состояния си-
стема при малых возмущениях стре-
мится вернуться в исходное состоя-
ние. Например, если в схеме су-
ществовал индуктивный режим,
соответствующий точке б, и прои-
зошло малое увеличение тока, то
напряжение на индуктивности уве-
личится сильнее, чем на емкости.
Эти два напряжения в сумме уже
не будут равны напряжению источ-
ника, причем напряжение небалан-
са будет совпадать по фазе с на-
пряжением на емкости. Под дейст-
вием этого напряжения в схеме
$ 41-3]
Гармонический резонанс
413
возникнет дополнительное прира-
щение тока, которое будет противо-
положно по фазе основному индук-
тивному току, а следовательно,
будет компенсировать произошед-
шее малое приращение этого тока.
Система вернется в свое исходное
состояние, и режим, соответствую-
щий точке б, является устойчивым.
Нетрудно видеть, что соотноше-
ния в точке в, также соответствую-
щей индуктивному режиму, будут
прямо противоположными, благода-
ря чему этот режим будет неустой-
чивым. Путем аналогичных рассуж-
дений можно показать, что емкост-
ный режим в точке а является
устойчивым.
Таким образом, мы получили
типичный для нелинейных цепей
случай, когда при одних и тех же
параметрах сети возможны три
установившихся состояния, из кото-
рых устойчивыми являются только
два.
С помощью показанного на
рис. 41-4 графического построения
нетрудно найти зависимость напря-
жения на индуктивности, вольт-ам-
перная характеристика которой
остается неизменной, от величины
емкости контура.
Такая зависимость приведена на
рис. 41-5, причем ветвь 1 соответ-
^кр
Рис. 41-5. Зависимость напря-
жения на индуктивности схемы
рис. 41-3 от величины емкости
при г=0.
Тонкой линией показана аналогич-
ная кривая для линейной индуктив-
ности, соответствующей начальной
части характеристики намагни-
чения.
ствует индуктивному режиму, ветвь
2 — емкостному, а пунктирная ли-
ния — неустойчивому состоянию
схемы. Из рис. 41-5 ясно, что, если
емкость схемы меньше некоторого
критического значения Скр, система
имеет только одно устойчивое со-
стояние. Величина Скр соответству-
ет на рис. 41-4 такому наклону пря-
мой /, при котором она касается
вольт-амперной характеристики ка-
тушки.
На рис. 41-5 тонкой линией по-
казана аналогичная зависимость
для колебательного контура с ли-
нейной индуктивностью, величина
которой соответствует наклону пря-
молинейной части вольт-амперной
характеристики катушки со сталью.
Из сравнения кривых следует, что
нелинейная характеристика катуш-
ки несколько ограничивает макси-
мальные возможные величины пере-
напряжений, но зато очень сильно
расширяет область значений емко-
сти, при которых Uc значительно
превышает напряжение источника.
Выясним теперь влияние актив-
ного сопротивления схемы. При
наличии активного сопротивления
условие равновесия можно записать
следующим образом:
й=иь-[-йс+йг. (41-Ю)
Учитывая, что Ur = 1г .сдвинуто
на 90° по отношению к UL и Uc
можно переписать это условие сле-
дующим образом:
u=}^(uL-ucy+(iry
или
(41-11)
Нетрудно убедиться, что первое
слагаемое в правой части (41-11)
представляет собой эллипс с полу-
осями, равными U и U/г. Сумма ор-
динат этого эллипса и наклонной
прямой Uc — -^q дает правую часть
(41-11). Точки пересечения полу-
чившейся от этого суммирования
414
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
Рис. 41-6. Графическое определение напря-
жений при гармоническом резонансе
(г#0).
кривой с вольт-амперной характе-
ристикой катушки определяют все
возможные состояния равновесия
схемы (рис. 41-6), причем, как и
раньше, одно из трех возможных
решений (точка в) является неус-
тойчивым. Для случая, показанного
на рис. 41-6 спошными линиями,
наличие активного сопротивления
в общем оказывает малое влияние
на положение точек равновесия и
величины установившихся значений
напряжения, так как г < ^-.Одна-
ко, если возрастает емкость или
увеличивается активное сопротивле-
ние, его влияние сильно возрастает.
При очень больших г (пунктир на
рис. 41-6) оказывается возможным
только одно установившееся состоя-
ние, соответствующее индуктивному
режиму с малым напряжением.
Следовательно, достаточно большое
по величине активное сопротивление
Рис. 41-7. Зависимость напряжения на
индуктивности схемы рис. 41-3 от величины
емкости для различных активных сопротив-
лений.
способно ограничить максимально
возможную величину перенапряже-
ния при резонансе. Это ясно из
графика рис. 41-7, на котором по-
строена зависимость UL=f(C) для
различных значений активного со-
противления.
41-4. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ НЕСИММЕТРИЧНОМ
ОТКЛЮЧЕНИИ ФАЗ
В качестве типичного примера
гармонического резонанса рассмот-
рим перенапряжения, возникаю-
щие при несимметричном отключе-
нии фаз линии электропередачи,
когда отключается только одна или
две фазы линии. Такие случаи мо-
гут иметь место при обрыве одного
из проводов линии, который часто
сопровождается падением на землю
(заземлением) одного из концов
провода; при перегорании плавких
вставок в одной или двух фазах
(например, при отключении одно-
фазного или двухфазного короткого
замыкания); при неодновременном
отключении фаз выключателя, что
может иметь место при пофазном
управлении, и т. д.
Общая схема, в которой возмож-
но возникновение рассматриваемого
вида перенапряжений, показана на
рис. 41-8. Источник питания (си-
стема) может считаться бесконеч-
но мощным по сравнению с холо-
стым (или слабо нагруженным)
трансформатором нагрузки. Ру-
бильниками Ра и Рь условно пока-
заны места возможных разрывов
в фазах а и Ь. На схеме приведены
емкости нулевой последовательно-
сти до разрыва (С'о) и после раз-
рыва (Со) и соответствующие меж-
Рис. 41-8. Общая схема для исследования
перенапряжений при несимметричном от-
ключении фаз.
§ 41-4 ]
Перенапряжения при несимметричном отключении фаз
415
дуфазовые емкости С' и С.
Величина междуфазовых ем-
костей равна разности емко-
стей прямой и нулевой после-
довательностей. Нейтраль си-
стемы может быть изолирова-
на или заземлена (рубильник
Рн), нейтраль трансформато-
ра нагрузки изолирована.
Анализ перенапряжений
удобно производить путем за-
мены исходной трехфазной схе-
мы эквивалентной однофазной
схемой замещения. Для этого
провода с заземлением в системе с изо-
лированной нейтралью.
Рис. 41-10. Схема замещения для случая обрыва
одного _
с3
Рз
Z
рассмотрим общий случай,
представленный на рис. 41-9,а.
Трехфазный источник питания
бесконечной мощности с фазо-
выми напряжениями U\, U2 и
питает несимметричную нагрузку,
полные сопротивления которой в
фазах 2 и 3 равны между собой
(z2=z3=z), но не равны полному
сопротивлению в фазе / (zi=#z).
z + ^7¥~z
(41-12)
Наша задача заключается в том,
L1 2
г
чтобы составить эквивалентную од-
нофазную схему для нахождения
тока в фазе 1.
Воспользовавшись методом на-
ложения и складывая токи, прохо-
дящие в фазе 1 под действием каж-
дого из фазовых напряжений, полу-
чим:
йг г
z*+z
zi + z
а)
Рис. 41-9.
Этому выражению соответствует
схема замещения рис. 41-9,6, в ко-
торой
{7экв=С7,А + ^.,
Рассмотрим некоторые частные
случаи несимметричного отключе-
ния фаз.
1. Обрыв одного провода в системе
с изолированной нейтралью
Пусть провод оборвался в фа-
зе а, причем заземлился (упал на
землю) конец провода, присоеди-
ненный к источнику (рубильник Рз
на рис. 41-8 замкнут). Упрощенная
схема для этого случая, на которой
опушена часть емкостей, не имею-
щих значения, показана на
рис. 41-10,а. Ток в фазе а после
обрыва провода будет стекать
в землю через место заземления,
затем возвращаться на провод че-
рез емкость Со, после чего он раз-
ветвляется: часть тока проходит
через емкость С, а другая — через
индуктивность трансформатора LT-
416
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
Цепь тока замыкается через фазы
b и с источника. В силу полной сим-
метрии потенциалы нулевых точек
трансформатора и звезды между-
фазовых емкостей одинаковы, по-
этому схему рис. 41-10,а можно пре-
образовать в схему рис. 41-10,6,
в которой э. д. с. источника на осно-
вании (41-12) будет равна 1,5 (7ф,
а затем в схему рис. 41-10,в. По-
следняя схема отличается от рас-
смотренной выше схемы простейше-
го колебательного контура только
тем, что нелинейная индуктивность
1,5/.т шунтирована емкостью 2/ЗС,
которую мы для краткости обозна-
чим С2 = 2/ЗС. В соответствии с обо-
значениями рис. 41-10,в можно со-
ставить следующее равенство:
/ + /с 1 ЫС21'Ь
с ь>С0 ~ “С 0
=-й-,+-Й^-
Но условие равновесия схемы
±u=uc+uL,
следовательно,
UL = fL(I) = +
I 1 к//ж
(41-14)
Таким образом, величина пе-
ренапряжения является функцией
характеристики намагничения транс-
форматора и емкостей Со и
В линиях электропередачи обычно
Ci>C0>CJ2. Рассмотрим предель-
ные случаи С1 = С0 и Cj = 2C0.
В первом случае междуфазовая
емкость С=С\—Cq равна нулю и
схема замещения на рис. 41-10,в
Рис. 4I-II. Графическое определение на-
пряжений на индуктивности и на емкости
в схеме рис. 41-10,6 при ^£!_ = 0,15 и 1,0.
упрощается, превращаясь в схему
простого последовательного соеди-
нения емкости С1 = С0 и нелинейной
индуктивности трансформатора.
При этом
С7£==1±1,5Цф + -^-. (41-15)
Обозначим реактивное сопротив-
ление намагничения трансформа-
тора при номинальном напряжении хт.
Тогда величину емкости С, удобнее
выражать в виде отношения емко-
стного сопротивления хС1 к хт.
На рис. 41-11 показано графическое
построение для нахождения напря-
жения на индуктивности и емкости
.. ХС1 —
для двух значении отношения —
= 0,15 и 1,0, причем ординаты кри-
вой намагничения трансформатора
увеличены в 1,5 раза, так как в схе-
му входит 1,5ЛТ.
§ 41-4]
Перенапряжения при несимметричном отключении фаз
417
Во втором предельном случае,
когда С]=2Со, междуфазовая ем-
кость С=С\12 и
U = _^ 1,50,» , /2ас1 _
L 2 “Г 2
1 + ”з‘ ' + Т
= ±0,9{7Ф+1,2/лС1. (41-16)
Построение для нахождения на-
пряжений на индуктивности и емко-
сти при тех же отношениях xcJxm,
что и раньше, показано на
рис. 41-12.
На рис. 41-13 приведена зависи-
мость напряжения на емкости (на-
пряжения фазы а относительно
земли) от Xcilxm для обоих предель-
ных случаев соотношения между
емкостями прямой и нулевой после-
довательностей. Из кривых следует,
что величина емкости нулевой по-
следовательности оказывает неболь-
шое влияние на величину перена-
пряжений. Следует учитывать, что
верхние ветви кривых, показанные
более тонкими линиями, соответст-
вуют неустойчивому равновесию,
как это указывалось раньше.
Рассмотрим, какой вид будет
иметь звезда фазовых напряжений
трансформатора в режиме емкост-
ного тока. Для простоты примем,
что С,=С0 и ------= 1,0. Из рис.
U L —
41-11 следует, что при этом -=—
ф
(7Г
= 2,1, а ——=3,6. Напряжение на
Оф
фазе а трансформатора будет равно
2,1/1,5= 1,4. Зная эти величины, на-
пряжения на.остальных фазах транс-
форматора Оь и Ос легко опреде-
лить из векторной диаграммы
рис. 41-14, на которой U'а, U'h, U’с—
звезда фазовых напряжений источ-
ника. Существенно отметить, что
порядок чередования фаз на транс-
форматоре нагрузки изменился на
обратный. Поэтому, если трансфор-
матор имел небольшую моторную
нагрузку, то после обрыва провода
направление вращения двигателей
Рис. 41-12. То же, что и на рис, 41-11. но
С, = 2С0.
может измениться на обратное. Та-
кие случаи неоднократно отмеча-
лись в эксплуатации.
2. Обрыв одного провода в системе
с заземленной нейтралью
Упрощенная схема замещения для
этого случая приведена на рис. 41-15,а
где г означает соединенные парал-
лельно междуфазовые емкости С и
индуктивности трансформатора. Пе-
ренапряжения возникают благодаря
прохождению тока через последо-
вательно соединенные емкость Со
и звезду сопротивлений г. Путь за-
мыкания этого тока показан на схе-
ме стрелками. Фаза а источника не
участвует в создании этого тока,
следовательно, .эквивалентная э. д. с.
равна С/экв = -^-^-^ = 0,5(7ф и по
фазе противоположна U'a. Соответ-
ствующая расчетная схема приведе-
на на рис. 41-15,6, а на рис. 41-16
показаны результаты расчета для
27—314
418
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
трансформатора, имеющего такую
же характеристику намагничения,
как и в разобранных выше при-
мерах, и для условного трансфор-
матора с линейной характеристикой
намагничения. На этом рисунке
точками отмечены результаты экс-
периментов на модели, в которых,
естественно, участки кривых, соот-
ветствующие неустойчивым состоя-
Рис. 41-14. Векторная диаграм-
ма схемы рис 41-10 при «опро-
кидывании» фазы.
ниям схемы, не получены. Из графи-
ка видно, что результаты расчетов
дают правильный порядок величи-
ны перенапряжения, но с некото-
рым запасом. Сравнение кривых
рис. 41-13 и 41-16 показывает, что,
несмотря на большую разницу в
э. д. с. источников, включенных в
схемах замещения (1,5 (7Ф и0,5{7ф),
максимально возможные величины
перенапряжений и значения хС\1хт,
при которых эти перенапряжения
Рис. 41-15. Обрыв одного провода в схеме
с заземленной нейтралью.
а — схема замещения; б — расчетная схема.
§ 41-5]
Субгармонический резонанс
419
возникают, получились весь-
ма близкими.
Из рассмотренных при-
меров следует, что в ряде
случаев перенапряжения
при несимметричном отклю-
чении фаз могут превышать
трехкратные и, следова-
тельно, представлять непо-
средственную опасность для
изоляции. Кроме того, воз-
никающая при этом силь-
ная несимметрии фазовых
напряжений линии создает
большие мешающие влияния
на близлежащие линии свя-
зи. Поэтому в эксплуатации
следует ограничить вероят-
ность появления перенапря-
жений рассматриваемого
типа.
Наилучшим средством,
позволяющим полностью устранить
перенапряжения при обрыве прово-
дов, является, конечно, заземление
нейтралей трансформаторов нагруз-
ки. Однако, как известно, это требо-
вание в ряде случаев невыполнимо
даже для систем 110 кв, не говоря
уже о системах более низкого на-
пряжения.
Из приведенных выше графиков
и аналогичных расчетов для других
случаев несимметричного отключения
фаз следует, что перенапряжения не
превышают ]ЛЗ при > 6. Из
этого условия, если известно реак-
тивное сопротивление холостого хода
трансформатора хт, можно опреде-
лить предельную емкость линии, т. е.
предельную ее длину, при которой
перенапряжения начинают превышать
величину ]/3£/ф.
Если ток холостого хода транс-
форматора в процентах равен /х. х°/0,
его номинальная мощность SH, ква,
а номинальное напряжение UB, кв,
то, как известно,
л„, = 105-—-Н— , ом.
'•х.хУоЛн
Тогда предельная длина линии
/ __________1________
пр“ 6<оС,х„. — i88C)i72
(41-17)
Рис. 41-16. Зависимость напряжения на емкости С„
схемы рис. 41-15 от отношения —•
-Х-т
Сплошные линии—расчет; точки — результаты экспериментов.
Пунктиром показана зависимость, которая имела бы место
для трансформатора с линейной вольт-амперной характери-
стикой.
где С, — емкость прямой последо-
вательности на 1 км линии, мкдх
Если принять в среднем ix.x = 5“/0
и С, =0,009мкф{км, то /П|) = 3^.
<4
Например, для трансформатора мощ-
ностью 3 200 кеа Znp=8 км при напряже-
нии 35 кв и всего 0,8 км при напряжении
ПО кв.
Поэтому, вероятность возник-
новения значительных перенапря-
жений при несиметричном отключе-
нии фаз достаточно велика. При
длинах линии больше предельной
следует стремиться уменьшить ве-
роятность несимметричных отклю-
чений, например, путем отказа от
применения плавких предохраните-
лей и выключателей с пофазным
приводом. Кроме того, нежелатель-
но длительно оставлять включен-
ными холостые или слабо загружен-
ные трансформаторы.
41-5. СУБГАРМОНИЧЕСКИЙ
РЕЗОНАНС
В электрической цепи, питаемой
от источника синусоидального на-
пряжения, колебания с частотой
меньше частоты сети могут возник-
нуть только в том случае, если они
генерируются самим колебательным
420
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
контуром, имеющим соответствую-
щую частоту собственных колеба-
ний. Для того чтобы эти колебания
были устойчивыми, сумма падений
напряжения от субгармонической
составляющей тока в активном со-
противлении, емкости и индуктивно-
сти должна быть равна нулю, так
как источник не содержит субгар-
монической составляющей.
Из показанной на рис. 41-17
векторной диаграммы следует, что
равновесие субгармонических со-
ставляющих напряжения может
быть достигнуто только в том слу-
чае, если субгармоническая состав-
ляющая тока отстает от субгармо-
нической составляющей потока
в катушке на некоторый острый
угол, а от субгармоники напряже-
ния на тупой угол. При любом
другом расположении векторов рав-
новесия быть не может.
Отсюда следует, что в линейных
цепях, где ток всегда совпадает
с потоком, устойчивые субгармони-
ческие колебания при наличии
активного сопротивления невоз-
можны.
Поясним возможность осущест-
вления необходимого фазового угла
между током и потоком в катушке
со стальным сердечником. С этой
целью предположим, что поток
в катушке содержит основную гар-
монику Ф] и субгармонику Ф1/3, ча-
стота которой в 3 раза меньше
частоты сети. Эти две составляю-
dt
Рис. 41-17. Векторная диаграм-
ма для субгармонических со-
ставляющих тока, потокосцеп-
ления и напряжения.
Рис. 41-18. Возможные случаи сдвига фаз
между основной гармоникой и субгармони-
кой потокосцепления.
а — сдвиг фаз равен нулю: б — сдвиг фаз равен
‘/и периода субгармоники; в — сдвиг фаз равен
’/* периода субгармоники.
щие могут быть различным обра-
зом расположены друг относитель-
но друга. На рис. 41-18 показаны
три возможных случая, причем
рис. 41-18,а и в соответствуют сим-
метричной форме результирующей
кривой потока относительно сину-
соиды Фра, а кривая рис. 41-18,6
имеет характерную «двухгорбую»
форму. Первый максимум потока
на рис. 41-18,6 значительно меньше
второго. Существенно отметить, что
при увеличении разницы между
этими двумя максимумами, синусои-
да субгармоники сдвигается впра-
во, т. е. в сторону запаздывания.
Если принять определенную
форму кривой намагничения сер-
§ 41-5]
Субгармонический резонанс
421
дечника, например простейшую, ко-
торая соответствует уравнению
г=а1Ф+«зФ3, то нетрудно найти
результирующую кривую тока, фор-
ма которой для показанного на
рис. 41-18,6 случая приведена на
рис. 41-19. Из сопоставления кри-
вой тока с кривой потока, которая
повторена на рис. 41-19, следует,
что кривая тока также имеет два
максимума, однако разница между
ними гораздо больше, благодаря
чему следует ожидать сдвига суб-
гармоники тока в сторону запазды-
вания. Это легко подтверждается
непосредственным разложением
кривой тока в ряд Фурье. Получен-
ная с помощью такого разложения
синусоида «l/з также показана на
рис. 41-19.
Из сказанного следует, что суб-
гармоническая составляющая тока
в катушке со стальным сердечни-
ком действительно может отставать
от субгармонической составляющей
потока, однако для этого необходи-
мо определенное взаимное располо-
жение основной и субгармонической
составляющих потока.
Рассмотрим снова схему
рис. 41-3 и допустим, что к ней при-
ложено синусоидальное напряже-
ние u (t) =if/M sin со/. Дифференци-
альное уравнение этой схемы будет:
d& , . , 1 г. ,. ..
+гг+с ] zrf/ = t/Msin п/
или
42Ф . di . i ,,,
+ г =Дм<“С05ш/. ;41 18)
В это уравнение входят две пе-
ременные— ток i и 'поток Ф. Вто-
рой зависимостью, связывающей эти
две переменные, является ха-
рактеристика намагничения сер-
дечника катушки. Естественно, что
(41-18) можно решить только в слу-
чае аналитического задания этой
характеристики. Предположим, что
эта характеристика имеет кубиче-
ский характер:
i = сз.Ф —<2аФ3, (41-19)
Рис. 41-19. Результирующая форма тока и
потокосцепления для .случая, приведенного
на рис. 41-18,6.
что достаточно близко соответству-
ет сердечникам с воздушными за-
зорами, которые, например, приме-
няются в реакторах поперечной
компенсации, устанавливаемых на
линиях электропередачи большой
длины.
Из (41-18) и (41-19) нетрудно
получить дифференциальное урав-
нение для потока:
42Ф .
4/а “г
г(а1+а,Ф’)^ф
+ (<Д -I’ + Я3Ф3) — Дмсо COS wt.
(41-20)
Это уравнение является нели-
нейным и его точное решение не
выражается через элементарные
функции. Поэтому обычно применя-
ются приближенные методы, учи-
тывающие конкретные особенности
рассматриваемой задачи. В данном
случае мы интересуемся режимом
субгармонического резонанса, ко-
гда, помимо основной частоты, оп-
ределяющее значение имеет резони-
рующая субгармоника. Можно
показать, что в случае кубиче-
ской характеристики намагничения
в простейшей схеме рис. 41-3 могут
возникать только такие субгармо-
нические колебания, которые имеют
частоту в 3 раза меньше частоты
сети. Следовательно, приближенное
422
Резонансные перенапряжения
[ Гл. 41
решение (41-20) следует искать
в виде:
Ф = Ф1 sin (<о/ -ф- <р,) -ф-
+ 4>1/3sin^ + 6y (41-21)
Амплитуда и фазы основной гар-
моники и субгармоники можно найти,
подставляя предполагаемое решение
в (41-20). В левой части благодаря
наличию членов, содержащих Ф2 и Ф3,
. <0/
помимо синусов и косинусов wt и —,
о
будут содержаться также высшие
гармоники (например, cos2 <о/ =
3 1
— cos wt -ф- — sin 3<о£), наличие ко-
торых свидетельствует о неточности
предполагаемого решения. Пренебре-
гая членами, содержащими высшие
гармоники, и группируя остальные
члены, в результате подстановки
(41-21) в (41-20) получим выражение
вида:
A sin В cos <ot -ф- С sin -ф-
-ф- D cos =UMw cos mt, (41 -22)
где в коэффициенты А, В, С и D
входят параметры схемы (г, С, аг
и а3) и искомые величины (Фп 9^
ф1/3 и 0). Сравнивая левую и правую
части (41-22), будем иметь четыре
уравнения:
А = 0; В = (оПм; С = 0; D=0,
(41-23)
из которых можно определить все
четыре искомые величины.
Не вдаваясь в подробности со-
ответствующих преобразований, ко-
торые не сложны, но весьма гро-
моздки, приведем лишь оконча-
тельные решения.
Поскольку рассматривается ре-
жим субгармонического резонанса,
система должна быть далека от
резонанса на основную частоту.
Поэтому влияние активного сопро-
тивления на амплитуду и фазу
основной гармоники потока незна-
чительно. В этом случае поток дол-
жен опережать приложенное на-
пряжение на угол 90°, т. е.
п
(41-24)
и его амплитуда может приближенно
определяться по формуле
Ф, s JL -{7м(аЧ. t (41-25)
“£э — ~тС
в которой под величиной Lg пони-
мается некоторая эквивалентная ин-
дуктивность катушки со сталью, ве-
личина которой зависит от резуль-
тирующего значения потока в сер-
дечнике. Однако для приближенной
оценки Ф, в режиме субгармониче-
ского резонанса знание величины £э
не обязательно. Выше было сказано,
что субгармонические колебания мо-
гут генерироваться только самим
колебательным контуром, но для
этого его собственная частота коле-
баний должна быть равна
1 со
Учитывая это соотношение, вместо
(41-25) получим:
(41-26)
Для амплитуды субгармонической
составляющей потока решение си-
стемы (41-23) позволяет получить
выражение
(41-27)
где
__ Ссо2 . Л ______го>С . Л_а3
9аи(^+1) ’________~3~’
Кроме того, решением (41-23)
является также Ф1/з=0, т. е. режим,
когда субгармонические колебания
отсутствуют. Таким образом, так
же как и при гармоническом резо-
нансе, имеют место три возможных
§ 41-5]
Субгармонический резонанс
423
установившихся состояния. Анализ
показывает, что и в рассматривае-
мом случае одно из этих решений,
соответствующее знаку минус перед
корнем в (41-27), является неустой-
чивым. В связи с этим, если уж суб-
гармонические колебания возника-
ют, то их амплитуда определяется
однозначно.
Фаза субгармонического потока
может быть определена из выра-
жения
ЗФ;я + 6Ф?-4^Ш-
sin3e=-------— <41-28’
причем нетрудно показать, что 6<ЗО°.
Из (41-27) можно определить
область существования субгармони-
ческих колебаний. Действительно,
для того чтобы это выражение име-
ло смысл, величина под корнем
должна быть положительной. Сле-
довательно, во всяком случае
4 а — 1 Си2
1----,— > О ИЛИ а = -----7Z.2 -| > 1 >
3 b 9а, (k2 + 1)
т. е.
<о
31ZF+T
(41-29)
Это условие является совершенно
очевидным и связано с тем, что ко-
лебательный контур должен «меть
определенную частоту собственных
колебаний. Для того чтобы это по-
казать, учтем, что при малых значе-
ниях потока основную роль в кривой
намагничения играет первый член
1 = й1’Ф (линейная часть характери-
стик). Поэтому ~=-?•=£(, есть не
что иное, как начальное значение
1
индуктивности катушки, а -==
Г П,
= (о0 — соответствующая частота
собственных колебаний контура. Суб-
гармонический резонанс происходит
при значениях потока, лежащих да-
леко за пределами линейной части
характеристики, так что £э<£0.
А так как при субгармоническом ре-
зонансе ----=-т-, то отсюда и вы-
't LSC а
те кает необходимость неравенства
(41-29).
Допустим, что (41-29) выполне-
но. В этом случае субгармонические
колебания при данном активном
сопротивлении цепи могут сущест-
вовать только в определенном
диапазоне изменения Фь а следо-
вательно, и приложенного напря-
жения UM. Границы области суще-
ствования субгармонических коле-
баний можно найти, приравнивая
нулю подкоренное выражение
в (41-27), после чего получим:
ф’
1МИП
.. 8 (сс— 1)
— 21 Ь
; (41-30)
ф2
I макс 21 Ь
х[1 + /
IkW 1
(а — 1)2]
Из (41-30) видно, что область
существования субгармонического
резонанса сужается при увеличе-
нии k, т. е. при увеличении активно-
го сопротивления. Если сопротив-
ление превысит определенную ве-
личину г=/кр, субгармонические
колебания становятся невозможны-
ми. В качестве иллюстрации на
рис. 41-20 приведен вид зависимо-
сти Ф1/3 от амплитуды напряжения
источника для двух значений ак-
Рис. 41-20. Зависимость амплитуды субгар-
монической составляющей потокосцепления
от первой гармоники потокосцепления при
г=0 и 0<Г<Гкр.
Вертикальные пунктирные прямые ограничивают
область существования субгармонических коле-
баний.
424
Резонансные перенапряжения
I Гл. 41
различной степенью нелинейности.
Кривая 1 2 3 4 5
а*, 0,9 0,8 0,6 0.4 0,2
а*, 0,1 0,2 0,4 0,6 0,8
тивного сопротивления г=0 и г<
<ГКр.
Существенное значение имеет за-
висимость области существования
субгармонических колебаний от сте-
пени нелинейности кривой намагни-
чения катушки со сталью. На
рис. 41-21 показаны различные кри-
вые намагничения в относительных
единицах, выражаемые уравнением
i __* Ф . * Ф3
i7~a' Ф?та‘
На рис. 41 -22,а и б для этих
катушек построены зависимости
критического сопротивления и суб-
гармонической составляющей на-
пряжения от напряжения первой
гармоники. На рис. 41-22,6 сплош-
ные линии соответствуют сопротив-
лению схемы в относительных еди-
ницах r=3% (за базисную величи-
ну принято индуктивное сопротивле-
ние катушки при промышленной ча-
стоте и номинальном токе), пунктир-
ная кривая построена для г=0. Как
видно из кривых, область существо-
вания субгармонических колебаний
по сопротивлению с ростом нелиней-
ности характеристики намагничения
увеличивается, однако уменьшается
диапазон напряжений, в которых
они могут существовать. Амплитуда
же субгармонических колебаний
при более линейной характеристике
намагничения может быть зна-
чительно больше.
До сих пор мы анализировали
условия существования субгармони-
ческого резонанса. Однако следует
иметь в виду, что при выполнении
этих условий вовсе не обязательно
возникновение субгармонических
колебаний, так как Ф1/3=0 также
является устойчивым решением
дифференциального уравнения схе-
мы. Как уже указывалось выше,
субгармонические колебания возни-
кают при достаточно большом зна-
чении потока в сердечнике катуш-
ки, значительно превышающем ве-
личину номинального потока.
Поэтому при плавном подъеме
напряжения, субгармонические ко-
лебания в простейшем контуре
никогда не возникают. Для их воз-
буждения необходим энергичный
переходный процесс, сопровождаю-
щийся прохождением больших то-
ков, во время которого значение
потока достигает необходимой для
возбуждения субгармоник величи-
Рис. 41-22. Зависимость критического со-
противления (а) и амплитуды субгармони-
ческой составляющей напряжения (б) от
первой гармоники напряжения для кату-
шек, имеющих характеристики намагниче-
ния, показанные на рис. 41-21.
§ 42-1]
Общие сведения
425
ны. Такой переходный процесс воз-
никает, например, если в схеме
рис. 41-3 закоротить индуктивность,
а затем снять закоротку в момент
максимума напряжения на емкости.
Так как для возбуждения суб-
гармонических колебаний собствен-
ная частота схемы должна быть
весьма низкой, этот вид резонанса
характерен главным образом для
дальних передач с продольной ком-
пенсацией.
ГЛАВА СОРОК ВТОРАЯ
ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В ДАЛЬНИХ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧАХ
42-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Передача больших мощностей
(тысячи мегаватт) на дальние рас-
стояния (порядка 1 000 км) может
быть осуществлена только при на-
пряжениях 400—500 кв и выше.
При таких напряжениях стоимость
изоляции составляет основную до-
лю стоимости оборудования и про-
блема снижения уровня изоляции
приобретает особую остроту. Эко-
номические расчеты показывают,
что применение напряжения 500 кв
экономически оправдано только при
снижении уровня до 2,5 t/ф, а для
напряжения 750 кв уровень изоля-
ции необходимо снизить до вели-
чины 2,0—2,2 Пф.
Защита изоляции дальних пере-
дач от атмосферных перенапряже-
ний при указанных выше уровнях
изоляции может быть обеспечена
с помощью описанных ранее меро-
приятий, поэтому основное внима-
ние следует уделить внутренним
перенапряжениям, которые в даль-
них электропередачах имеют ряд
особенностей, в первую очередь
связанных с наличием линий очень
большой длины. Как известно,
длинная линия представляет собой
колебательный контур, период соб-
ственных колебаний которого прямо
пропорционален длине линии. Ли-
ния длиной 1 500 км, разомкнутая
на конце, имеет частоту собствен-
ных колебаний, равную 50 гц, сле-
довательно в ней возможно возник-
новение резонансных процессов. Ре-
зонанс на основную частоту может
возникать также при меньших дли-
нах линий и ограниченной мощности
источника. Эти резонансные процес-
сы могут существенно осложняться
из-за наличия нелинейных элемен-
тов (трансформаторы, реакторы),
большой сложности схемы дальней
передачи, влияния короны, появ-
ляющейся на проводах линии во
время перенапряжений. Поэтому
перенапряжения в дальних переда-
чах могут иметь весьма различный
характер и различную амплитуду.
В большинстве случаев перена-
пряжения в дальней передаче воз-
никают в результате включения
линии толчком к источнику, отклю-
чения короткого замыкания и т. д.
При этом процесс в системе прохо-
дит несколько этапов. В течение
определенного времени, пока регу-
ляторы возбуждения генераторов
не успеют сработать, э. д. с. ис-
точника может считаться неизмен-
ной, а реактивное сопротивление
генераторов равным х'л или xf'd.
Поэтому коммутация сопровож-
дается переходным процессом, ко-
торый стремится к некоторому уста-
новившемуся режиму, определяе-
мому параметрами схемы и не-
изменной э. д. с. источника.
В дальнейшем благодаря действию
регуляторов возбуждения этот
установившийся режим постепенно
изменяется в соответствии с изме-
нением э. д. с. генераторов до тех
пор, пока не установится новый
стационарный режим. Для нас наи-
больший интерес представляют
первые две стадии процесса, для-
щиеся обычно несколько периодов,
так как именно в это время возни-
кают наибольшие перенапряжения.
426
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
В дальнейшем мы будем разли-
чать перенапряжения переходного
и установившегося режима, помня,
однако, что последний термин
в связи со сказанным выше являет-
ся условным.
Закон изменения во времени на-
пряжения в переходном режиме
(частота, затухание) может быть
различным в зависимости от пара-
метров сети и вида коммутации.
Так как электрическая прочность
ряда изоляционных конструкций
сильно зависит от времени воздей-
ствия, она должна зависеть и от
формы приложенного напряжения.
Поэтому для оценки опасности воз-
действия на изоляцию перенапря-
жений того или иного вида необхо-
димо было бы выделить несколько
типичных законов изменения пере-
напряжений во времени и опреде-
лить прочность изоляции раздельно
для типичных случаев. Тогда мож-
но было бы установить, какой ам-
плитуде испытательного напряже-
ния промышленной частоты соот-
ветствует перенапряжение данной
формы и данной амплитуды, т. е.
какого уровня изоляции это перена-
пряжение требует.
Поскольку перенапряжения пе-
реходного режима длятся обычно
несколько периодов промышленной
частоты, перенапряжения устано-
вившегося режима десятки перио-
дов, а испытания производятся
в течение 1 мин, воздействие пере-
напряжений для изоляции являет-
ся значительно более легким, чем
воздействие испытательного напря-
жения той же амплитуды. Однако,
пока указанная выше работа еще
не проделана, приходится считать
с запасом, что все перенапряжения
соответствуют одноминутному воз-
действию, принятому при испытани-
ях. Поэтому, если, например, изоля-
ция имеет уровень 3 t/ф, то ни
в переходном, ни в установившемся
режиме перенапряжения не долж-
ны превышать эту величину.
Многочисленные исследования
внутренних перенапряжений, прово-
дившиеся в Советском Союзе в пе-
риод проектирования и строитель-
ства первой линии 400 кв Волжская
ГЭС имени В. И. Ленина—Москва,
показали, что перенапряжения
с амплитудой 3 Пф в этой линии
возможны, причем путем рацио-
нального выбора параметров элек-
тропередачи нетрудно исключить
возможность появления перенапря-
жений с большей амплитудой. По-
этому для первой отечественной ли-
нии электропередачи был выбран
уровень изоляции 3 Пф.
Снижение максимальной вели-
чины перенапряжений до 2,5 Пф,
а тем более до 2,0 Пф, лишь в ред-
ких случаях может быть осущест-
влено схемными мероприятиями.
Необходимо применение аппаратов
типа разрядников, ограничивающих
перенапряжения до необходимой
величины. Поэтому дальние переда-
чи напряжением 500 кв и выше
проектируются в настоящее время
с расчетом на защиту как от ат-
мосферных, так и от внутренних
перенапряжений, что отличает их
от систем напряжением 220 кв и
ниже, где с помощью разрядников
ограничиваются только атмосфер-
ные перенапряжения.
Определение амплитуд и про-
должительности внутренних пере-
напряжений является сложной за-
дачей; решение ее аналитическим
путем возможно только в простей-
ших случаях. Поэтому широкое
распространение получило исследо-
вание внутренних перенапряжений
на моделях. Так, параллельно
с проектированием первых сверх-
дальних электропередач 400—500 кв
в ряде научно-исследовательских и
учебных институтов проводились
обширные исследования на моде-
лях, которые позволили выявить
ряд сложных процессов, впослед-
ствии обнаруженных на реальных
линиях во время пуско-наладочных
испытаний или после пуска их
в эксплуатацию. Аналогичные ра-
боты ведутся в настоящее время
с целью выявления наиболее опас-
ных режимов в проектируемых и
строящихся электропередачах, вы-
§ 42-2]
Схемы дальних электропередач и режимы
427
бора средств ограничения внутрен-
них перенапряжений, проверки их
эффективности.
Как возможные виды внутрен-
них перенапряжений, так и наилуч-
шие 'средства их ограничения силь-
но зависят от схем дальних элек-
тропередач.
42-2. СХЕМЫ ДАЛЬНИХ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧ И РЕЖИМЫ,
ПРИВОДЯЩИЕ
К ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯМ
На рис. 42-1 представлено не-
сколько характерных схем дальних
электропередач.
Электропередача, изображенная
на рис. 42-1,а, не имеет на всем сво-
ем протяжении связи с промежу-
точными системами и отборов мощ-
ности, но с помощью переключа-
тельных пунктов разделена на
участки длиной 200—300 км. Для
повышения надежности дальние
передачи обычно выполняются
двухцветными; благодаря наличию
переключательных пунктов при ко-
ротком замыкании на одной из ли-
ний отключается не вся линия,
а только поврежденный участок, и
пропускная способность линии сни-
жается значительно меньше, чем
в 2 раза.
Дальние передачи характеризу-
ются большой зарядной мощностью
(около 500 ква на 1 км двухцепной
линии 400 кв). В режиме малых
нагрузок при двустороннем питании
от концов линии к ее середине про-
ходят значительные емкостные то-
ки, вызывающие повышение напря-
жения в середине линии и дополни-
тельные потери. Так, в линии дли-
ной 900 км при отсутствии передачи
активной мощности по линии и ра-
венстве напряжений по ее концам
напряжение в середине линии повы-
шается на 13%.
Если установить это напряжение
равным 400 кв, то реактивная мощ-
ность, потребляемая двухцепной
линией, составит более 900 Мва,
а потери около 5 Мет. При этом
напряжение на концах линии соста-
вит 356 кв, т. е. 88% номинального.
Шунтирующие реакторы, пока-
занные на схеме рис. 42-1,а, частич-
но компенсируют зарядную мощ-
ность линии; благодаря этому умень-
шаются повышение напряжения и
потери в линии. Выравнивая распре-
0
Рис. 42-1. Схемы дальних электропередач.
428 Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах [ Гл. 42
деление напряжения вдоль линии,
реакторы позволяют поднять на-
пряжение на ее концах. Ниже будет
показана благоприятная роль ре-
акторов в снижении внутренних
перенапряжений. Однако при пере-
даче максимальной мощности реак-
торы в промежуточных точках ли-
нии должны быть отключены, так
как они приводят к снижению на-
пряжения вдоль линии, уменьше-
нию предела устойчивости и увели-
чению потерь.
Для компенсации индуктивного
сопротивления линии и увеличения ее
пропускной способности применяется
так называемая продольная компен-
сация, т. е. последовательное вклю-
чение в одной или нескольких точках
линии батареи статических конденса-
торов с реактивным сопротивлением
хс. Отношение хс к индуктивному
хс
сопротивлению линии = К назы-
вается степенью компенсации, С уве-
личением степени компенсации повы-
шаются пропускная способность и
предел устойчивости линии, но од-
новременно растут и токи короткого
замыкания. Например, при степени
хс
компенсации К.=-^— = \ и корот-
ком замыкании в конце линии
входное сопротивление линии близ-
ко к нулю. При замыкании непосред-
ственно за батареей конденсаторов,
расположенной в середине линии,
емкость оказывается включенной
последовательно с половиной ин-
дуктивности линии и входное сопро-
тивление линии относительно шин
высокого напряжения приобретает
емкостный характер, т. е. частично
компенсирует индуктивное сопро-
тивление генераторов и трансфор-
маторов. Полное сопротивление ко-
роткого замыкания может оказать-
ся весьма малым, а ток короткого
замыкания за конденсаторами про-
дольной компенсации весьма боль-
шим, во всяком случае он превыша-
ет ток при коротком замыкании на
шинах станции. Поэтому обычно
применяется степень компенсации
менее 50% порядка 30—40%. Од-
нако в послеаварийных режимах,
например при отключениях одного
участка после короткого замыка-
ния, сильная компенсация индук-
тивности линии становится особен-
но необходимой для сохранения
динамической устойчивости, в этих
случаях иногда применяют кратко-
временное увеличение степени ком-
пенсации (форсировка компенса-
ции) путем, например, отключения
части параллельно соединенных
конденсаторов.
Если длинная линия проходит
в районе с развитой или развиваю-
щейся промышленностью, на трассе
линии целесообразно сооружать
понизительные подстанции, которые
могут быть связаны с местными си-
стемами линиями ПО—220 кв. Этот
вариант схемы показан на
рис. 42-1,6, из которого видно, что
понизительные подстанции одновре-
менно играют роль переключатель-
ных пунктов. При наличии на пере-
ключательном пункте понизитель-
ных трансформаторов компенси-
рующие реакторы можно устанав-
ливать на стороне среднего напря-
жения (ПО—220 ке).
При передаче энергии на рас-
стояния 500—600 км через малона-
селенные районы целесообразно
строительство линий без продоль-
ной компенсации с одним переклю-
чательным пунктом (рис. 42-1,в) и
включением реактора непосредст-
венно на шины 500 кв, поскольку
отбор мощности на переключатель-
ном пункте при среднем напряже-
нии не предусмотрен.
Приведенные схемы не исчерпы-
вают всего многообразия схем и ти-
пов дальних электропередач. Так,
в районе переключательных пунк-
тов электропередачи, изображенной
на рис. 42-1,а, могут появиться
местные системы и переключатель-
ные пункты разовьются в подстан-
ции для связи с системами. Тогда
может быть получен еще один ва-
риант схемы с промежуточными
системами и продольной компенса-
цией.
Колебательные свойства даль-
§ 42-2]
Схемы дальних электропередач и режимы
429
ней электропереда- | д
чи не могут пол- О Г-^
ностью проявиться в
том случае, если ли-
ния (длиной меньше 1 500 км)
присоединена обоими концами к
мощным источникам. Значитель-
ные повышения напряжения воз-
никают только при разрывах пере-
дачи, которые могут появиться
в послеаварийном режиме (отклю-
чение короткого замыкания или
асинхронного хода). При двухцеп-
ной линии с переключательными
пунктами разрывы передачи очень
редки, так как при отключении ко-
роткого замыкания на одном участ-
ке вторая параллельная цепь про-
должает работать. Однако возмож-
ность разрыва передачи не исклю-
чается полностью, гак как вторая
цепь может быть временно выведе-
на в ремонт, и с такими случаями
надо считаться. Вероятность раз-
рыва сильно повышается на первом
этапе развития электропередачи,
когда в эксплуатацию вводится од-
на цепь. Кроме того, холостые ре-
жимы работы линии неизбежны при
включении линии, например при
пуске электропередачи.
Повышения напряжения умень-
шаются с увеличением мощности
станции или приемной системы,
к которой присоединена холостая
(разомкнутая) линия, а также
с появлением промежуточных си-
стем, так как потенциалы на шинах
и в промежуточных точках длинной
линии оказываются привязанными
к э. д. с. источника, т. е. мощные
местные системы играют роль ста-
билизаторов напряжения. Наиболь-
шие перенапряжения могут возни-
кать в пусковых режимах по сле-
дующим причинам: 1) в эксплуата-
цию вначале вводится одна линия;
2) включается неполное число аг-
регатов, т. е. мощность отправной
станции мала; 3) местные системы,
а также потребители, на первом эта-
пе могут отсутствовать. Поэтому
основное внимание при исследова-
нии внутренних перенапряжений
должно быть уделено пусковым ре-
Рис. 42-2.
жимам, когда амплитуды перена-
пряжений и вероятность их возник-
новения могут быть наибольшими.
Рассмотрим различные коммута-
ции, которые могут приводить к пе-
ренапряжениям, на конкретном
примере части электрической систе-
мы, изображенной на рис. 42-2.
1. Включение толчком под на-
пряжение участка ненагруженной
линии (АВ или АВС выключате-
лем /).
2. Отключение ненагруженной
линии с последующим повторным
зажиганием дуги в выключателе 1.
3. Отключение короткого замы-
кания в точке С или D выключате-
лем 2 или 3 в конце участка линии.
4. Отключение короткого замы-
кания в точке В выключателями 2
и 1 с последующим успешным АПВ
на выключателе / после ликвида-
ции короткого замыкания.
5. Отключение асинхронного хо-
да выключателем 2 или 3.
Нетрудно видеть, что все эти
коммутации сводятся либо к обры-
ву большого тока выключателем,
расположенным на некотором рас-
стоянии от станции (пи. 3 и 5), ли-
бо к включению ненагруженной ли-
нии без остаточного заряда или
с остаточным зарядом (пп. 1, 2, 4).
Переходный процесс, наступаю-
щий непосредственно после комму-
тации, различен для всех перечис-
ленных выше операций; он зависит
как от вида, так и от момента ком-
мутации, от последовательности ра-
боты выключателей в различных
фазах, в особенности при отключе-
нии нессимметричного короткого за-
мыкания. В противоположность
этому повышения напряжения уста-
новившегося режима не зависят ни
430
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
от вида коммутации, ни от предше-
ствующего переходного режима,
а только от схемы участка сети, ко-
торый окажется присоединенным
к источнику. Например, в рассмот-
ренном выше примере возможен
разрыв передачи выключателем 2
или 3. В первом случае к шинам
станции присоединена разомкнутая
линия, во втором — линия с нена-
груженным трансформатором или
с реактором на конце. В каждом из
этих двух случаев все пять комму-
таций заканчиваются одним и тем
же установившимся режимом. По-
этому рассмотрение различных ви-
дов перенапряжений целесообразно
начать с анализа установившихся
режимов в различных схемах. Пред-
варительно необходимо рассмотреть
основные характеристики длинных
линий, которые в значительной сте-
пени определяют особенности про-
цессов в дальних передачах.
42-3. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
ДЛИННЫХ ЛИНИЙ
При напряжениях 400 кв и выше
на линиях электропередачи приме-
няются расщепленные провода (см.
гл. 8), благодаря чему линия обла-
дает повышенной емкостью и
уменьшенной индуктивностью по
сравнению с линиями, имеющими
одиночные провода. В табл. 42-1
приведены значения основных пара-
метров линии Волжская ГЭС имени
В. И. Ленина — Москва, получен-
ные расчетом и непосредственными
измерениями на линии. Эти пара-
метры характерны и для других ли-
ний 400—500 кв с расщепленными
проводами.
Помимо индуктивности, емкости
и активного сопротивления прямой
и нулевой последовательностей,
в табл. 42-1 приведены также зна-
чения волнового сопротивления гс,
коэффициента изменения фазы а и
коэффициента затухания р, имею-
щих важное значение при расчете
перенапряжений в дальних электро-
передачах.
В линиях с пренебрежимо малыми
утечками, к которым относятся все
линии высокого напряжения, если
отсутствует корона на проводах, по-
стоянная распространения у = р 4- /®
равна:
Y =1/к 4- /“А) /соС =
Учитывая, что линии высокого
напряжения имеют большую доброт-
ность, т. е. << 1, это выражение
можно упростить:
= —у== + 1ю е PC — р 4~ /* (42-1)
2Vc
Волновое сопротивление линии
равно:
где г =
— волновое сопротив-
ление линии без
потерь.
Как видно из табл. 42-1, пара
метры прямой и нулевой последова-
тельностей линии очень сильно отли-
чаются друг от друга, что прежде
всего связано с прохождением тока
нулевой последовательности в земле.
Для прямой последовательности, по-
скольку все электромагнитное поле
1
’ VLC
распространяется в воздухе
с
(с — скорость света). Поэтому для
частоты 50 гц коэффициент измене-
ния фазы
2и-50
3uF
“3W’ Рад1км' (42-3)
т. е. фаза изменяется на 6о(^.радХ':
у
на каждые 100 км линии.
Токи нулевой последовательно-
сти проходят в земле на значитель-
ной глубине, которая при частоте
§ 42-3 J
Основные параметры длинных линий
431
Таблица 42-1
Типичные характеристики линий с расщепленными проводами
Характеристика Расчет Измерено
А. Прямая последовательность
Активное сопротивление г, ом/км 0,022 0,0236
Индуктивность L, мгн/км 0,92 0,92
Добротность ^27 13,2 —
Емкость С, мкф/км 0,0125 0,0119
Волновое сопротивление | гс |, ом 270 —
Коэффициент изменения фазы а, град/км 6-ю-2 —
Коэффициент затухания (1 \/км 0,04-10-® —
Б. Нулевая последовательность
Активное сопротивление г„, ом/км 0,17 0,26
Индуктивность Lo, мгн/км 3,00 3,50
Добротность 6,5 —
Емкость Со, мкф/км 0,0086 —
Волновое сопротивление | zco |, ом 590 —
Коэффициент изменения фазы а0, град/км 9-10-и —
Коэффициент затухания ₽0, 1 км .... 0.145-10-® —
50 гц измеряется сотнями метров.
Поэтому индуктивность нулевой по-
следовательности значительно боль-
ше, чем индуктивность прямой по-
следовательности, в то время как
емкости нулевой и прямой последо-
вательностей отличаются незначи-
тельно (это может быть показано
на основании уравнений Максвел-
ла). Таким образом, волновое со-
противление и коэффициент изме-
нения фазы для токов нулевой по-
следовательности возрастают по
сравнению с соответствующими па-
раметрами прямой последователь-
ности, что соответствует данным
табл. 42-1. Активное сопротивление
нулевой последовательности увели-
чивается за счет потерь в земле.
При рассмотрении перенапряже-
ний в дальних электропередачах
приходится считаться с возникнове-
нием короны на проводах. На лини-
ях электропередачи корона вызыва-
ет увеличение емкости линии и воз-
растание активных потерь. Повыше-
ние емкости линии увеличивает ее
волновую длину на (10—20)%, т. е.
емкостный эффект короны являет-
ся второстепенным. Значительно
большую роль играют потери на ко-
рону, которые в первом приближе-
нии эквивалентны появлению в схе-
ме замещения длинной линии нели-
нейной активной проводимости
g уг <
где Рк — мощность потерь на коро-
ну в одной фазе;
U — эффективное значение ос-
новной гармоники напря-
жения.
Экспериментальное определение
потерь на корону, формы коронного
тока, вольт-кулоновых характеристик
короны проводилось рядом научно-
исследовательских организаций. На
рис. 42-3 приведена кривая относи-
ДС
тельного приращения емкости
и отношения активной проводимости
к емкостной , построенные по
данным измерений на опытном про-
лете 400 кв (НИИПТ и ЭНИН).
Данные других авторов показыва-
ют, что в области больших напря-
жений (Д>2ДК) кривая изменения
432
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
дополнительное затухание, вносимое
короной.
Отношение
о tf; также
ак 2<о(С-[-ДС)
представлено на рис. 42-3.
Волновое сопротивление корони-
рующей линии
/г + ja>L _______
§+/<о(С4-ДС)=
4)]. <4М)
где
проводимости отклоняется от пря-
мой линии и идет более полого. Од-
нако для приближенной опенки
влияния короны можно воспользо-
ваться прямолинейной зависи-
мостью во всем диапазоне напряже-
ний и представить уравнения пря-
мых в виде:
(42-4)
где Ь и т] — соответственно тангенсы
ДС , f U \
угла наклона прямых -yr- = f, I ]
С /
и -74= fs(p-Y
СоС J
Для линии относительно неболь-
шой длины (300—600 км), у кото-
рой напряжение вдоль линии изме-
няется мало, ДС и g могут быть
приняты постоянными для всех то-
чек линии, т. е. коронируюшая ли-
ния может быть представлена как
линия с постоянной активной про-
водимостью и емкостью. Коэффи-
циент распространения для такой
линии равен:
Ук =1/Г(а 4- /<»А) I# + /“(С + ДС)| s
1 - '(Ч+ф~)]’ ,42’5>
где
В ак й—.4 „ „
гн к 2wiC + ДС>
L
С + ДС
~ а
, < L________(. де А
V с+дс" 2С /
Теоретический анализ показыва-
ет, что коронирующие линии значи-
тельной длины вплоть до 1 500 км
могут быть также представлены
в виде линий с постоянной проводи-
мостью и емкостью, но g и ДС дол-
жны быть определены по некоторо-
му эквивалентному расчетному на-
пряжению kU2, где U2 — напряже-
ние в конце линии, a k—коэффи-
циент, зависящий от параметра ак1,
который при изменении длины ак1
от нуля до 90° изменяется от 1 до
0,81.
Представление коронирующей
линии в виде линии с постоянной
активной проводимостью является
весьма приближенным, но позволит
в дальнейшем составить качествен-
ное представление о влиянии коро-
ны на перенапряжения, а в некото-
рых случаях произвести и достаточ-
но точные количественные оценки.
42-4. МОДЕЛЬ ДЛИННОЙ ЛИНИИ
ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ВНУТРЕННИХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Сложность процессов, с которы-
ми приходится иметь дело при ана-
лизе внутренних перенапряжений
в дальних передачах, привела к не-
обходимости широкого применения
методов математического и физиче-
ского моделирования, причем по-
следнее пока получило наибольшее
распространение. Основным эле-
ментом физической модели дальней
передачи является модель длинной
§ 42-4 ]
Модель длинной линии
433
линии, которая заменяется цепочеч-
ной схемой, состоящей из элементов
г, L, С. На рис. 42-4 приведена про-
стейшая однофазная цепочечная
схема. Реальные модели выполня-
ются трехфазными и, помимо пере-
численных элементов, содержат так-
же взаимные индуктивности и ем-
кости, а также сопротивления нуле-
вой последовательности. Чем боль-
шее число элементов имеет такая
цепочечная схема, тем ближе ее ха-
рактеристики приближаются к ха-
рактеристикам моделируемой ли-
нии. Чтобы без особой нужды не
усложнять модель, обычно число ее
элементов выбирают минимальным,
еще обеспечивающим допустимую
точность измерений порядка не-
скольких процентов. Обычно для
этой цели достаточно заменять од-
ним элементом участок линии дли-
ной 25—50 км, а иногда и больше.
Наличие короны на линии суще-
ственно изменяет характеристики
линии и оказывает большое влия-
ние на величину перенапряжения.
Поэтому модель длинной линии
должна содержать элементы, моде-
лирующие коронный разряд на про-
водах. Основой для моделирования
короны является величина критиче-
ского напряжения короны UK и
вольт-кулоновая характеристика
короны. Напомним, что площадь
вольт-кулоновой характеристики
определяет потери на корону, а ее
наклон — приращение емкости.
На рис. 42-5 приведена принци-
пиальная схема простейшей модели
короны, которая включается парал-
лельно емкости в модели длинной
линии.
При включении этой схемы на
переменное напряжение ток в ней
не будет проходить до тех пор, пока
мгновенное значение приложенного
к модели переменного напряжения
не превысит постоянного напряже-
ния Un (подпора); в зависимости
от полярности в рассматриваемый
полупериод ток пойдет через выпря-
митель той или другой ветви схе-
мы (например, при положительной
полярности через левый выпрями-
тель). При гк = 0 заряд емкости
прекратится в момент максимума
напряжения, а при гк=#0— несколь-
ко позже, после этого ток в модели
короны упадет до нуля. В следую-
щий полупериод будет работать вы-
прямитель другой ветви, но он нач-
нет пропускать ток при меньшем
напряжении, поскольку емкость
оказывается заряженной до некото-
рого напряжения, компенсирующего
подпор. Тем самым обеспечивается
сдвиг напряжения зажигания во
второй и последующий полупериоды
в сторону меньших значений напря-
жения, пэдобно тому как это имеет
место в реальных линиях.
Напряжение подпора в масшта-
бе модели должно соответствовать
напряжению зажигания короны
в первый полупериод, т. е. при от-
сутствии вокруг провода объемных
зарядов. Заряд емкости ДС играет
ту же роль, что и объемные заряды
короны вокруг провода реальной
линии. Наконец, напряжение, при
котором начинают работать выпря-
мители во второй и последующий
полупериоды, равно (с учетом мас-
штаба) напряжению зажигания
короны при установившемся пере-
менном напряжении. Форма тока
Рис. 42-5. Упрощенная схема
модели короны.
28—314
434 Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
в модели схожа с формой тока в ре-
альной линии; ток в модели начина-
ет проходить после того, как напря-
жение на линии достигнет коронно-
го (в соответствующем масштабе)
и прекращается после заряда емко-
сти ДС, т. е. в момент максимума
или несколько позже.
Меняя напряжение подпора, ве-
личины ДС и гк, можно изменять
вольт-кулоновую характеристику
короны, а следовательно, и пара-
метры короннрующей линии. Форма
вольт-кулоновой характеристики
или форма коронного тока в силь-
ной степени зависят от сопротивле-
ния гк и внутреннего сопротивле-
ния выпрямителей, в качестве
которых могут использоваться га-
зотроны, вакуумные лампы или по-
лупроводниковые диоды. Если с по-
мощью простейшей схемы не удает-
ся точно воспроизвести форму
вольт-кулоновой характеристики, то
применяется две или большее коли-
чество параллельно включенных
схем, которые отличаются значения-
ми напряжения подпора, постоян-
ными гк и ДС.
Моделирование остальных эле-
ментов дальней передачи не пред-
ставляет принципиальных трудно-
стей. Так, например, конденсаторы
моделируются емкостями, а реакто-
ры индуктивностями, причем вели-
чина тех и других определяется вы-
бранным масштабом модели. Транс-
форматоры представляются либо
молельными трансформаторами, ли-
бо Т-образной схемой замещения
(рис. 42-6), на которой xTi и хт2 со-
ответствуют индуктивностям рассе-
яния первичной и вторичной обмо-
ток, а хм — индуктивности намагни-
чения (эту ветвь схемы замещения
обычно называют «магнитный
Рис. 42-6. Т-образная схема
замещения трансформатора.
шунт»). Магнитный шунт модели
трансформатора должен иметь не-
линейную вольт-амперную характе-
ристику, соответствующую характе-
ристике реального трансформатора.
Основная трудность моделирова-
ния реакторов и, в особенности,
трансформаторов заключается в не-
обходимости иметь в маломощных
моделях очень высокую доброт-
ность, характерную для реальных
трансформаторов и реакторов.
Обычно модели имеют все же не-
сколько завышенные активные со-
противления, что, однако, не приво-
дит к существенным погрешностям.
В последующих разделах нам
придется неоднократно ссылаться
на результаты экспериментов на
моделях, которые в настоящее вре-
мя являются основным методом ис-
следования перенапряжений в даль-
них передачах.
42-5. ПОВЫШЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
УСТАНОВИВШЕГОСЯ РЕЖИМА
В ПРОСТЕЙШИХ СХЕМАХ
БЕЗ УЧЕТА МАГНИТНОГО ШУНТА
ТРАНСФОРМАТОРА
Схемы дальних передач в холо-
стых режимах могут быть различ-
ными, но в любом случае они со-
держат по крайней мере три основ-
ных элемента: генератор, трансфор-
матор и линию (рис. 42-7,а). Не-
смотря на внешнюю простоту этой
схемы, ее анализ достаточно сло-
жен благодаря наличию двух нели-
нейных элементов — индуктивности
намагничения трансформатора и
коронирующей линии, к тому же по-
следний элемент имеет распреде-
ленную нелинейность. Влияние этих
двух элементов различно. Магнит-
7" <=--Линия----s-
Рис. 42-7. Простейшая схема дальней пе-
редачи в холостом режиме.
§ 42-5]
Повышения напряжения установившегося режима
435
ный шунт трансформатора мо-
жет способствовать возникновению
сложных резонансных процессов.
Коронный разряд на линии, по-
скольку он связан с возникновением
значительных потерь энергии, в ос-
новном демпфирует колебания и ог-
раничивает перенапряжения.
Для того чтобы более четко
представить себе влияние отдель-
ных факторов на развитие перена-
пряжений в дальних передачах,
вначале рассмотрим еше более про-
стую схему замещения рис. 42-7,6,
в которой отсутствует магнитный
шунт трансформатора, а реактив-
ное сопротивление х=х'д+хт] + хт2.
Напомним, что при отсутствии
короны напряжения Ult U2 и токи
/2 в начале и конце длинной ли-
нии связаны хорошо известными урав-
нениями
Ut = U2 ch у/ 4- I2zc sh yZ;
7, = --- sh yZ 4~ /2 ch у/.
Zc
(42-7)
В холостом режиме, когда линия
разомкнута на конце, /2 = 0 и
С7, = С?а ch у/;
Д^^-shy/. (42-8)
Zc
Отношение —-=
zBX носит название
входного сопротивления линии, при-
чем
•?BX = zc cth yZ. (42-9)
Так как для линий сильного тока
у/ = р/ 4- jal, zc = г (1 — / и
при длинах линии вплоть до 1 500 км
р/ < 1, так что ch р/ 1 и sh pZ
pZ, получим:
LL =-------, й'т-т . ; (42-10)
2 cos al + /fz sin al ' ’
. f. . ₽ \
Zbx — /2: (1 1 a j
Ctg a/ + / pz
1 + /₽* Ctg al
(42-11)
или
гвх s rBX — jz ctg aZ, (42-12)
где активная составляющая входного
сопротивления
гвх = г (pf4~4'ctgaZ +
-|~р/ ctg2 a.l\ = zPZ.
Напомнив эти основные соотно-
шения для длинных линий, разбе-
рем несколько конкретных приме-
ров.
а) Линия присоединена
к источнику бесконечной мощности
В этом случае напряжение на
конце линии определяется непосред-
ственно по (42-10), так как (7, равно
э. д. с. источника E'd = E.
На рис. 42-8,а показана зависи-
мость модуля и фазы напряжения
на копие линии от ее длины при ча-
стоте источника /=50 гц, а на
рис. 42-8,6 — аналогичные кривые
для входного сопротивления. Эти
кривые имеют вид, характерный для
колебательных контуров, причем
при длине Z = 1 500 км имеет место
резонанс на частоту источника и на-
пряжение . конце линии ограничи-
вается только активными потерями
в проводах линии:
ту ______Б— Б— Б (42 131
и 2 макс— — |, —
-- al
a 2z
Разомкнутая на конце линия экви-
валентна колебательному контуру с
периодом колебаний основной гар-
моники Т = -^- (см. гл. 30). Не-
трудно видеть, что для воздушных ли-
ний, у которых и =£=300 000 км/сек,
при длине Z = 1 500 кмТ= - =
oUU иии
= 0,02 сек, т. е. совпадает с перио-
дом колебаний источника.
Так же как и в простейшем ко-
лебательном контуре, при Z<
< 1 500 км, т. е. до резонанса, вход-
ное сопротивление линии имеет ем-
костный характер, а основная ча-
стота ее собственных колебаний
больше частоты источника. Напро-
тив, при Z> 1 500 тем, т. е. после ре-
28*
436
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл 42
Рис. 42-8. Резонансные кривые для линии передачи ( 0= 0,42-10_° 1/кл;
—=0,04 ).
а /
/ — модуль напряжения в конце лннни; 2—фаза напряжения в конце линии; 8—напряжение на
конце линии при наличии короны (опыты на модели); 4—модуль входного сопротивления линии
(2BX/zo), 5 — фаза входного сопротивления линии.
зонанса, входное сопротивление
имеет индуктивный характер, а соб-
ственная частота линии меньше ча-
стоты источника.
В реальных линиях напряжение
U2, конечно, не может достигнуть
таких больших величин, которые
указаны на рис. 42-8, так как уже
при напряжениях (1,2—1,5) на
линии возникнет корона, сущест-
венно изменяющая ее волновые ха-
рактеристики.
На рис. 42-8 пунктиром показа-
на резонансная кривая, полученная
на модели линии с учетом короны.
Как видно, из-за увеличения емко-
сти линии пол действием короны
максимум кривой (точка резонан-
са) сдвигается в область меньших
длин. При малых длинах линии,
когда система далека от резонанса
и активные потери не играют суще-
ственной роли опять-таки из-за уве-
личения емкости линии, корона при-
водит к некоторому увеличению на-
пряжения U2, но зато максималь-
ное напряжение при резонансе сни-
жается очень сильно и при нали-
чии короны имеет порядок 3U$.
Приписывая коронирующей ли-
нии активную проводимость и до-
полнительную емкость, максимум
резонансной кривой можно оценить
и аналитически, подставив в
(42-13) вместо аир соответствую-
щие величины из (42-5)
^а макс —
(42-14)
Так как параметры коронирующей
линии ак и рк зависят от напряже-
ния на конце (см. § 42-3), уравне-
ние (42-14) может быть решено или
методом проб, или графически.
§ 42-5]
Повышения напряжения установившегося режима
437
б) Линия присоединена к
источнику через предвключенное
сопротивление zn = гп + i<°Ln
Заменив линию входным сопро-
тивлением zBX, напряжение в начале
линии можно найти из соотношения
= Е -
_ Е Гвх —/zctga______________, (42-15)
гп 4- /<о£п -{- rBX — jz ctg а
где гвх, гп — активные составляющие
входного сопротивления
и предвключенного со-
противления.
Если снабдить это уравнение соот-
ветствующими индексами (гск, ак),
то оно может быть применено и
к коронирующей линии.
В тех случаях, когда coEn=0=zctg а
(система далека от резонанса),
активными составляющими сопро-
тивлений, в том числе и соответст-
вующим влиянием короны, можно
пренебречь. Тогда напряжения в на-
чале
и в конце линии равны:
Е ___Е Zo ctg al______
1 Z Ctg al—(uLn
= E--------£21^--------; (42-16)
cos al —---sin al
z
= E--------- (42-17)
COS al —--sin al
Z
При Z<1 500 км напряжение в на-
чале линии возрастает по сравне-
нию с приложенной э. д. с. Это объ-
ясняется тем, что емкостный ток ли-
нии, проходя через предвключенную
индуктивность, вызывает падение
напряжения, которое складывается
с э. д. с. источника. Другое объяс-
нение заключается в том, что ин-
дуктивность источника, прибавляясь
к индуктивности линии, уменьшает
частоту собственных колебаний и
приближает систему к условиям ре-
зонанса.
Условием резонанса является ра-
венство входного сопротивления
линии (точнее его мнимой части) и
предвключенного индуктивного со-
противления. Без учета короны это
соответствует условию
ctga = ^, (42-18)
которое удовлетворяется при al <2
< , I < 1 500 км, причем резо-
нансная длина оказывается тем
меньше, чем больше предвключенная
индуктивность.
Величина предвключенной индук-
тивности определяется мощностью
источника. хи = <оЕп удобно опреде-
лять в относительных единицах,
приняв за базисные величины ча-
стоту сети, номинальное напряже-
ние и так называемую натуральную
Евом
мощность линии /Знат= к°ы-. Тогда
базисной величиной сопротивления
будет служить волновое сопротив-
ление линии z. Предвключенное ре-
активное сопротивление складыва-
ется из переходного сопротивления
генераторов (30—35%) и реактив-
ности рассеяния трансформаторов
(ек=10,5—13%). В среднем пред-
включенное реактивное сопротивле-
ние может быть оценено величиной
порядка 50% или 0,5 z при суммар-
ной мощности агрегатов станции,
равной Рват-
На рис. 42-9 приведены зависи-
мости напряжения в начале (Ui) и
в конце (U2) линии в зависимости
от длины при различных величинах
предвключенного реактивного со-
противления хП (в относительных
единицах). Кривые получены экспе-
риментально на модели линии с уче-
том короны.
Из кривых следует, что по мере
увеличения хп резонансная длина
постепенно уменьшается, причем
за счет влияния короны она оказы-
вается на 25—30% меньше, чем это
следует из (42-18). При длинах ли-
нии 400—800 км наблюдаются зна-
чительные повышения напряжения
не только в конце, но и в начале
438
внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
Рис. 42-9. Кривые зависимости напряжения
в начале и в конце линии от длины при
различных величинах предвключенной
индуктивности (хп в относительных едини-
цах). Опыты на модели с учетом короны.
Пунктиром показана полученная расчетом
огибающая максимальных напряжений.
линии. При увеличении длины ли-
нии сверх 800 км входное сопротив-
ление линии начинает заметно сни-
жаться, благодаря чему напряже-
ние в начале линии уменьшается,
достигая очень малых величин при
I = 1 500 км.
Максимумы резонансных кривых
напряжения в конце линии мало из-
меняются при изменении предвклю-
ченной индуктивности. Об этом сви-
детельствует характер огибающей
максимальных потенциалов, кото-
рая проведена на рис. 42-9,а пунк-
тиром.
На основании кривых рис. 42-9
можно сделать два вывода:
1. Максимальное напряжение на
конце холостой линии в установив-
шемся режиме ограничивается ко-
роной до величины порядка 3 U$.
2. При больших предвключен-
ных индуктивностях (источник ма-
лой мощности) и относительно не-
больших длинах напряжение в на-
чале линии может возрасти до ве-
личины, приближающейся к 2 С/ф.
В таких условиях сердечник вклю-
ченного в начале линии трансфор-
матора будет находиться в режиме
очень сильного насыщения, ток на-
магничения резко возрастает и маг-
нитный шунт трансформатора мо-
жет оказывать существенное влия-
ние на величину перенапряжений.
42-6. ВЛИЯНИЕ
НАМАГНИЧИВАЮЩЕГО ТОКА
ТРАНСФОРМАТОРА (МАГНИТНОГО
ШУНТА) НА ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ПРОСТЕЙШЕЙ СХЕМЕ
Трансформаторы и автотранс-
форматоры 400—500 кв обычно ра-
ботают при весьма высоких номи-
нальных индукциях. Типичная ха-
рактеристика намагничивания в от-
носительных единицах приведена
на рис. 42-10 (за базисные величи-
ны принят ток намагничивания и
поток при номинальном напряже-
нии). Если принять, что напряже-
ние на магнитном шунте синусо-
идально, то кривая намагничивания
может рассматриваться, как зави-
симость амплитуды напряжения от
амплитуды намагничивающего тока.
При номинальном напряжении
ток намагничивания очень мал (2—-
4%- номинального тока трансфор-
матора), но при повышении напря-
Рис. 42-10. Типичная характеристика на-
магничения трансформатора в относитель-
ных единицах.
§ 42-6] Влияние намагничивающего тока трансформатора (магнитного шунта) 439
жения меняется весьма резко; уве-
личение напряжения на 50% приво-
дит к возрастанию максимального
значения тока в десятки раз, т. е.
ток намагничивания приобретает
тот же порядок, что и номинальный
ток трансформатора. При этом
сильно искажается форма кривой
тока и возрастает удельный вес выс-
ших гармонических, так что ампли-
туда основной гармоники тока мо-
жет составлять 50—80% его макси-
мального значения. Проходя через
предвключенную индуктивность, не-
синусоидальный ток намагничива-
ния создает несинусоидальное па-
дение напряжения, следовательно
в начале линии и в других ее точках
появляются высшие гармоники. По-
вышения напряжения могут быть
обусловлены не только основной
гармоникой, но и наложением на
нее высших гармонических.
Для того чтобы в весьма при-
ближенной, но наглядной форме вы-
явить влияние трансформатора, бу-
дем рассматривать эти явления раз-
дельно, т. е. учтем сначала повы-
шения напряжения, обусловленные
основной гармоникой, а затем рас-
смотрим влияние высших гармоник.
С. целью уменьшения числа па-
раметров в расчетной схеме перене-
сем магнитный шунт трансформато-
ра в начало линии (рис. 42-11),
т. е. вместо Т-образной схемы ис-
пользуем Г-образную схему заме-
щения трансформатора. Все приво-
димые ниже упрощенные расчеты
могут быть без каких-либо практи-
ческих трудностей осуществлены и
для Т-образной схемы, однако пере-
нос магнитного шунта в начало ли-
нии избавляет нас от лишних вы-
кладок и делает расчет более на-
глядным.
Для получения простых количе-
ственных оценок иногда использует-
ся приближенное аналитическое вы-
ражение для вольт-амперной харак-
теристики трансформатора
/М1 = P-mUn = klJn- (42’19)
Здесь п — нечетное число, обычно
7, 9 или 11;
Рис. 42-11. Упрощенная схема
для определения влияния маг-
нитного шунта трансформа-
тора.
/х.х°/0— ток намагничивания в про-
центах номинального тока
трансформатора (обычно
лежит в пределах 2—4°/0,
нижнее значение относится
к более мощным транс-
форматорам);
Рт — мощность трансформатора
в относительных единицах;
m — среднее отношение основ-
ной гармоники к амплитуде
тока намагничивания в об-
ласти большого насыще-
ния, приблизительно рав-
ное 0,5 -=-0,7.
а) Влияние магнитного шунта
на повышения напряжения
основной частоты
Напряжение в начале линии свя-
зано с э. д. с. источника следующим
соотношением:
E = 77i + (/i+/M()7-xn, (42-20)
где /,— ток в начале линии, а /М1—
значение основной гармоники нама-
гничивающего тока трансформатора.
Ток намагничивания имеет индук-
тивный, а ток в начале линии ем-
костный характер (/<21500 км),
так что при отсутствии активных
потерь они находятся в противофазе.
Тогда
£ = Д] (/, /М1) а'п
или
E^U.-U^+Z^. (42-21)
На рис. 42-12,а построены кри-
вые зависимости от напряжения
в начале линии: емкостного тока ли-
440
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
Рис. 42-12. Графическое определение напря-
жения основной гармоники в начале линии
с учетом магнитного шунта трансформа-
тора.
а—кривые токов в начале линии, в магнитном
шунте и результирующего тока (7Х—/М1); б — гра-
фическое определение напряжений при различных
значениях предвключенной индуктивности
нии (/]), намагничивающего тока
(/м]) и тока через предвключенную
индуктивность (71—/М1). Из графи-
ка видно, что при напряжениях,
превышающих номинальное, намаг-
ничивающий ток становится соизме-
римым с емкостным током линии,
и ток через предвключенную индук-
тивность уменьшается. В точке А
достигается равенство емкостного
тока линии и тока намагничивания,
т. е. ток через предвключенную ин-
дуктивность делается равным нулю.
Дальнейшее повышение напряже-
ния могло бы привести к изменению
фазы тока на 180°, т. е. ток приоб-
рел бы индуктивный характер. Од-
нако такой режим на практике
обычно не имеет места.
Уменьшение тока через пред-
включенную индуктивность являет-
ся благоприятным фактором, при-
водящим к снижению напряжения
в начале линии, величина которого
может быть найдена путем графи-
ческого решения уравнения (42-21)
с учетом зависимости /Mi=f(f7i)-
На рис. 42-12,6 построена правая
часть этого уравнения для различ-
ных значений хп, т. е. сумма Ut и
Д7/=хп(/1—/м1). Пересечение этих
кривых с горизонтальной прямой,
проведенной на уровне э. д. с. источ-
ника, определяет значения при
разных значениях хп. По этим ре-
зультатам строится зависимость Ut
от хП (рис. 42-13). Эта кривая явля-
ется типичной для нелинейного ре-
зонанса и аналогична кривым для
простых колебательных контуров,
содержащих емкость и нелинейную
индуктивность (рис. 41-7). При
больших значениях хп (или малых
zBX, т. е. больших длинах линий)
возможны три режима, харак-
терные для резонанса в нелинейных
цепях. Ветвь А характеризуется
тем, что напряжение U} и прило-
женная э. д. с. совпадают по фазе,
а ток опережает э. д. с. на 90°, т. е.
Рис. 42-13. Зависимость напряжения в на-
чале линии от предвключенного реактивно-
го сопротивления. Пунктиром показана со-
ответствующая зависимость при отсутствии
магнитного шунта.
§ 42-6 ] Влияние намагничивающего тока трансформатора (магнитного шунта) 441
сопротивление цепи носит емкост-
ный характер, а напряжение в на-
чале линии имеет по отношению
к э. д. с. противоположную фазу.
Ветвь В является неустойчивой.
Ветвь /4 теоретически устойчива, но
может быть получена только при
малых потерях. Поскольку потери
при сильном насыщении магнитного
шунта резко возрастают и ограни-
чивают ток, наиболее реальным яв-
ляется режим С, который характе-
ризуется сравнительно малыми на-
пряжениями; в этой области маг-
нитный шунт практически не влияет.
Ход кривой Ui = f(xn), который по-
лучается в опытах на модели, по-
казан стрелками.
Как видно из рис. 42-13, магнит-
ный шунт резко ограничивает ма-
ксимальное напряжение в начале
линии и смещает точку максиму-
ма в 'сторону больших хп (или
меньших zBX, т. е. больших длин).
Максимальное напряжение в на-
чале линии при наличии трансфор-
матора можно весьма приблизительно
оценить, если учесть, что при отсутст-
вии потерь и неограниченном возраста-
нии лп/гвх это напряжение стремится
к величине /71Пред (рис. 42-12), ко-
торое определяется равенством тока
, и,
в линии /.=— и тока намагничения
Zbx
трансформатора /М1 — kU" . Таким
образом, напряжение в начале линии
во всяком случае не превышает ве-
личины
и, п„. = “)/? (42’22)
На рис. 42-14 на основании та-
кой приближенной оценки построе-
ны кривые (/) максимальных на-
пряжений в начале и в конце линии
в зависимости от ее длины, которые
являются огибающими максималь-
ных потенциалов для линии с маг-
нитным шунтом. Из графика видно,
что магнитный шунт весьма эффек-
тивно ограничивает напряжение
в начале линии, но при больших
длинах напряжение в конце линии
может значительно повышаться. На
этом же рисунке построены огибаю-
Рис. 42-14. Кривые зависимости максималь-
но возможных напряжений в простейшей
схеме от длины линии.
I— с учетом только магинтиого шунта; II —
с учетом только короны.
Штриховкой отмечены результирующие кривые
с учетом обоих факторов.
щие максимальных потенциалов
в начале и конце линии с учетом
короны (кривые //). Обе кривые пе-
ресекаются в точке, которая соот-
ветствует длине 900 км. Это озна-
чает, что при />900 км основную
роль в ограничении перенапряже-
ний играет эффект короны, а при
/<900 км — нелинейная характери-
стика шунта.
Из кривых следует, что и при
наличии магнитного шунта макси-
мальные перенапряжения на конце
длинной линии могут достигать ве-
личин, близких к 3 L/ф, но такие пре-
дельные перенапряжения независи-
мо от величины предвключенной
индуктивности могут иметь место-
только при длинах линии больше
900 км.
б) Повышения напряжения,
обусловленные высшими
гармониками
Несинусоидальный ток намагни-
чивания трансформатора, проходя
через предвключенную индуктив-
-442
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
'Рис. 42-15. Расчетная схема для определения высших
гармоник напряжения.
а — вольтамперная характеристика Uk = f (iMfe) для пятой гармо-
ники; б — схема замещения.
ность, приводит к искажению фор-
мы кривой напряжения, причем
обычно в ней преобладает одна ка-
кая-либо гармоническая. Кривая
магнитного потока при этом иска-
жается гораздо меньше, так как
амплитуды k-x гармоник напряже-
ния и потокосцепления связаны
между собой соотношением Фк=
__ б h „
• Если, например, в кривой
напряжения пятая гармоника со-
ставляет 25% основной, то в кривой
потока она будет составлять уже
только 5%. Поэтому можно считать,
что появление высших гармоник не
влияет на составляющие основной
частоты в токе и напряжении.
При синусоидальном напряже-
нии ток намагничивания трансфор-
матора содержит ряд нечетных гар-
моник. Если кривая напряжения
искажается за счет какой-либо выс-
шей гармоники, то соответствующая
гармоника тока увеличивается или
уменьшается в зависимости от зна-
ка гармоники напряжения по отно-
шению к основной. Например, на
рис. 42-15,а показан характер зави-
симости между напряжением и то-
ком пятой гармоники (без учета
активных потерь). Точка пересече-
ния с осью абсцисс соответствует
синусоидальному напряжению Uk =
= t/s = 0. Из чертежа видно, что на-
личие гармонической составляющей
противоположного знака по отно-
шению к основной уменьшает ток,
в частности, при опреде-
ленном значении этой гар-
монической он может об-
ратиться в нуль.
На основании рис.
42-15,а можно составить
схему замещения маг-
нитного шунта как гене-
ратора высших гармоник,
представленную на рис.
42-15,6. Э. д. с. этого ге-
нератора равна напря-
жению /г-й гармоники,
при которой ток г’м.к обра-
щается в нуль. Посколь-
ку зависимость между то-
ком и напряжением для
&-й гармоники близка к прямоли-
нейной, внутреннее сопротивление
xK.h определяется тангенсом угла
наклона прямой по отношению коси
абсцисс. На рис. 42-15,6 представ-
лена также внешняя цепь; источник
напряжения промышленной частоты
показан закороченным, так как его
э. д. с. не содержит высших гармо-
ник. Сопротивление внешней цепи
zh для гармоники fe-ro порядка обра-
зовано параллельным соединением
индуктивного сопротивления fecoLn=
— kxn и входного сопротивления ли-
нии
zft = .
lkwLn+zBX.h '
Это сопротивление zfe может но-
сить как индуктивный, так и емко-
стный характер в зависимости от
длины линии и величины предвклю-
ченной индуктивности. Если не учи-
тывать активной составляющей,
zk = ± jxh. Составляющая напряже-
ния на выходах магнитного шунта,
очевидно, равна:
Uh~ Eh . —=+ Eh —.
/*м.й ± IXh Л XM.k±Xh
(42-24)
Наибольшей величины гармони-
ческая составляющая Uh достигает
в том случае, если знаменатель при-
ближенного выражения (42-24) об-
ращается в нуль, т. е. входное со-
противление схемы относительно
§ 42-6] Влияние намагничивающего тока трансформатора (магнитного шунта)
443
точки присоединения шунта носит
емкостный характер и равно по ве-
личине внутреннему сопротивлению
эквивалентного генератора. Ампли-
туда этой составляющей ограничи-
вается потерями, которые в (42-24)
не учтены.
Следует отдельно остановиться
на возможности появления третьей
гармоники, которая распространя-
ется по параметрам нулевой после-
довательности. Волновое сопротив-
ление линии для третьей гармоники
приблизительно в 2 раза больше,
чем для основной, а волновая дли-
на линии увеличивается по сравне-
нию с волновой длиной для основной
гармоники не в 3, а приблизительно
в 4—4,5 раза. Поэтому четверть вол-
ны для третьей гармоники соответ-
1 500
ствует не —— =500 км, а около
330 км. Индуктивность источника
для третьей гармоники также силь-
но отличается от индуктивности
для всех гармоник, не кратных трем,
так как трансформаторы имеют об-
мотку низшего напряжения, соеди-
ненную в треугольник, внутри кото-
рого замыкаются третьи гармоники
тока. Индуктивность Ln схемы за-
мещения для третьей гармоники
обычно составляет (10—20) % ин-
дуктивности для основной гармони-
ки, т. е. входное сопротивление для
третьей гармоники относительно
точки присоединения магнитного
шунта почти всегда очень мало, что
обусловливает низкую величину
третьей гармоники в напряжении.
Резонанс на третью гармонику мо-
жет появляться только в очень уз-
кой области, когда волновая длина
линии для третьей гармоники близ-
ка к у (или к 3/2 у и т. д.).
Повышения напряжения за счет
третьей гармоники могут возникать
в несимметричных режимах (напри-
мер, замыкании на землю одной фа-
зы разомкнутой линии), когда век-
торы напряжений основной частоты
составляют угол, отличный от 120°,
а связанные с ними гармоники,
кратные трем, не совпадают по фа-
зе, т. е. содержат составляющие
прямой последовательности.
Значительно больший интерес
представляет явление возбуждения
четных гармоник. Источником воз-
никновения четных гармоник явля-
ется магнитный шунт трансформа-
тора. Однако механизм возникнове-
ния четных гармоник принципиаль-
но отличается от механизма возник-
новения нечетных гармоник.
Благодаря симметрии характери-
стики намагничивания четные гар-
моники в намагничивающем токе при
симметричной кривой напряжения
отсутствуют. Причиной появления
второй гармоники является, следо-
вательно, не гармонический состав
намагничивающего тока, но другое
свойство магнитного шунта, а именно
непрерывное изменение его индук-
тивности (Лм= —1 в связи с из-
менением приложенного напряже-
ния и насыщением стали. Так как
кривая намагничивания не зависит
от направления тока, индуктивность
катушки изменяется с двойной часто-
той по отношению к приложенному
напряжению (рис. 42-16). В этом
случае возможно возникновение так
называемого автопараметрического
резонанса. Это явление можно
в упрощенной форме объяснить сле-
дующим образом. Допустим, что
в схеме, содержащей С, L и г, в ре-
зультате какой-либо коммутации
возникают собственные колебания,
которые будут затухать вследствие
наличия в схеме активных потерь.
Но если коммутация, вызвавшая
Рис. 42-16. Характер зависимости индуктив-
ности магнитного шунта от времени (Т—пе-
риод напряжения источника). Пунктиром
показано изменение индуктивности, давае-
мое схемой рис. 42-17.
444
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
эти колебания, регулярно повто-
ряется через равные и достаточно
малые интервалы времени, кратные
периоду собственных колебаний, то
колебания приобретут устойчивый
характер. В частности, если комму-
тация происходит через каждые
полпериода, то затухание колеба-
ний обнаруживаться не будет. Под
коммутацией в данном случае не
обязательно подразумевать включе-
ние и выключение схемы; это может
быть также операция, приводящая
к изменению параметров одного из
элементов схемы, способного запа-
сать энергию, — емкости или индук-
тивности (отсюда название — пара-
метрический резонанс).
В качестве примера на рис. 42-17
изображена схема, в которой одна
из линейных индуктивностей вклю-
чается и выключается синхронным
коммутатором с двойной периодич-
ностью по сравнению с частотой
собственных колебаний, так что ин-
дуктивность в шунтирующей ветви
меняется в соответствии с пунктир-
ной кривой на рис. 42-16. Освобож-
дающаяся при обрыве индуктивной
цепи электромагнитная энергия
компенсирует активные потери и
поддерживает незатухающие коле-
бания в схеме. Характер и сущ-
ность процесса не изменятся, если
индуктивность будет меняться не
скачкообразно, а плавно, т. е. не
в результате коммутации, а любым
другим способом, например путем
периодического изменения насыще-
ния сердечника, как это имеет ме-
сто в трансформаторе (в последнем
случае мы имеем разновидность па-
раметрического резонанса — авто-
параметрический резонанс). Для
поддержания устойчивых колебаний
необходимо, чтобы электромагнит-
Рис. 42-17. Схема, в которой
возможно появление парамет-
рического резонанса.
ная энергия, связанная с измене-
ДДг2
нием индуктивности, покрыва-
ла потери в активном сопротивлении за
а Т ДП2 ., гТ
полпериода гг т. е. —^-== i -к-.
Z Z Z
Разделив обе части равенства на
^-макс> получим;
т. (42-25)
Ьмакс ^макс
Отношение называется глу-
Ьмакс
биной модуляции параметра. Равен-
ство (42-25) формулируется следую-
щим образом. Для поддержания
устойчивых колебаний глубина мо-
дуляции параметра должна равняться
удвоенному значению декремента за-
тухания 8=-^— Т. Достаточная
^Ьмакс
глубина модуляции индуктивности
обеспечивается главным образом
основной гармоникой тока. Поэто-
му для получения второй гармоники
необходимо, помимо равенства ча-
стоты изменения параметра и ча-
стоты собственных колебаний схе-
мы, также достаточно высокое зна-
чение напряжения основной часто-
ты на магнитном шунте. Увеличение
декремента затухания в схеме (за
счет короны, потерь в стали, нагруз-
ки и т. д.) затрудняет возникнове-
ние второй гармоники и снижает ее
амплитуду.
Вернемся к вопросу о собствен-
ной частоте схемы. Прежде всего
необходимо, чтобы рассматривае-
мая схема обладала колебательны-
ми свойствами, т. е. чтобы входное
сопротивление линии для двойной
частоты носило емкостный харак-
тер. Это требование выполняется
для холостых линий длиной менее
750 км. Настройка схемы на двой-
ную частоту означает равенство аб-
солютных значений емкостного со-
противления линии и индуктивного
сопротивления схемы (для двойной
частоты), т. е. должно иметь место
условие
2<о LnLM z ct 2а) (42-26)
§ 42-6] Влияние намагничивающего тока трансформатора (магнитного шунта) 445
Но индуктивность магнитного
шунта Лм является переменной вели-
чиной и ее расчетное определение
связано с большими трудностями.
Нам известно только, что даже в
насыщенном состоянии £ы > £п> т. е.
множитель . ^7 ;— близок к единице.
Если отбросить этот множитель
в (42-26), то условия возникновения
второй гармоники можно прибли-
женно сформулировать, учитывая
только линейные параметры схемы:
входное сопротивление линии при
двойной частоте должно носить ем-
костный характер и по абсолютной
величине должно быть немного
меньше, чем предвключенное индук-
тивное сопротивление при этой же
частоте; это означает, что собствен-
ная частота линейной части схемы
должна быть немного меньше двой-
ной.
Любая из этих формулировок
имеет в виду, что при насыщении
сердечника индуктивность схемы
уменьшится и сумма индуктивных
и емкостных сопротивлений схемы
при двойной частоте окажется рав-
ной нулю, т. е. осуществится на-
стройка схемы на двойную частоту.
Чем больше отличие частоты линей-
ной части схемы от двойной, тем
большее насыщение сердечника не-
обходимо для настройки схемы.
В отличие от субгармонических
колебаний для возникновения вто-
рой гармоники не требуется энер-
гичный переходный процесс. Она
возникает при плавном подъеме на-
пряжения, но устанавливается очень
медленно, часто в течение несколь-
ких секунд.
Для иллюстрации роли магнит-
ного шунта на рис. 42-18 приведе-
ны кривые зависимости напряжения
в конце линии от длины при хп= 1
и мощности трансформатора 0,8Рыат.
Кривая 1 дает значения напряже-
ния, рассчитанные без учета харак-
теристики намагничивания и коро-
ны. Кривая 2 представляет собой
результаты приближенного расчета
первой гармоники с учетом магнит-
ного шунта. Кривые 3 и 4 сняты на
Рис. 42-18. Кривые зависимости напряже-
ния в конце линии от длины при предвклю-
ченном реактансе в относительных едини-
цах хп=1,0; э. д. с. источника £=1,1.
I — расчет без магнитного шунта н короны; 2 —
расчет напряжения основной частоты с учетом
магнитного шунта; 3 — опыт на модели без уче-
та короны; 4 — опыт на модели с учетом короны.
модели соответственно без учета и
с учетом короны. На графике от-
четливо видны области резонанса
на пятую (/ = 50 клг) и вторую гар-
моники (2 = 250 км). Кривые под-
тверждают сделанный ранее вывод
о том, что магнитный шунт транс-
форматора значительно ограничи-
вает напряжения основной частоты,
но в то же время является причи-
ной повышения напряжения за счет
высших гармоник. Корона практи-
чески не оказывает влияния на со-
ставляющую основной частоты (при
сравнительно небольших длинах ли-
ний), но снижает пики напряжения,
обусловленные высшими гармони-
ками.
При включении трансформатора
в конце линии или в промежуточной
точке все обшие соображения отно-
сительно условий возникновения
высших гармоник, изложенные вы-
ше, остаются в силе. Чем больше
трансформаторов включено в ли-
446
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
нпп, тем значительнее ограничения
напряжения основной частоты, но
одновременно расширяются воз-
можности возникновения резонанса
на высшие гармоники.
42-7. ВЛИЯНИЕ РЕАКТОРОВ
ПОПЕРЕЧНОЙ КОМПЕНСАЦИИ
НА ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
УСТАНОВИВШЕГОСЯ РЕЖИМА
Установка реакторов в несколь-
ких точках дальней передачи необ-
ходима для обеспечения нормаль-
ных режимов передачи (42-1). Вме-
сте с тем, частично компенсируя
емкостный ток линии, реакторы
в большинстве случаев способст-
вуют ограничению перенапряжений.
Во всяком случае они существенно
уменьшают напряжения основной
частоты.
При установке реактора в про-
извольной точке линии длиной I на
расстоянии Zi и 12 от ее концов на-
пряжения на линии могут быть по-
лучены, если решить совместно
уравнения участков 1\ и 12. Поль-
зуясь обозначениями рис. 42-19 и
пренебрегая активными потерями
(0=0; yl=jal), получим следующие
уравнения:
Для участка /2(/2 = 0)
Uv — U2 cosa/2;
7'8 = /^-sina/a. (42-27)
Для участка /,
U, — Up cos а/, -ф- jl\z sin а/,;
7, — /^E-sin а/, -J-7'a cos a/,. (42-28)
Рис. 42-19. Схема с реактором в промежу-
точной точке линии.
Кроме того, для точки включения
реактора справедливо уравнение
7'1 = Д + 7р = 7'2+^, (42-29)
где хр — реактивное сопротивление
реактора.
Решая эти пять уравнений со-
вместно, после простых преобразо-
ваний получаем:
тг=------г-г------------7-. (42-30)
U, cosal-\-q[ Sin al,.cos al2
где через qL обозначена суммарная
мощность реактора в относительных
единицах:
п __ Q? ____ХУ
4l Z
Определив ток в начале линии
/,, можно найти также и входное
сопротивление, которое оказывается
равным:
_ й, _
ZBX- J- —
cos al -4- q. sin al, cos al„
=—jz ; . L---------у----(42-31)
‘ Sin al — qL cos al, cos al2 ' '
Имея эти соотношения, для ли-
ний длиной /<900 км, где перена-
пряжения ограничиваются магнит-
ным шунтом трансформатора, не-
трудно найти предельные возмож-
ные перенапряжения в конце линии
при наиболее неблагоприятной ве-
личине предвключенной индуктив-
ности. Для этого с помощью вычис-
ленного значения zBX по (42-22) оп-
ределяется величина С/1пРед, после
чего по (42-30) может быть найде-
но предельное значение напряжения
на конце линии. Результаты таких
расчетов для линии длиной 900 и
600 км приведены на рис. 42-20,а и
б. При длине линии />900 км необ-
ходимо учитывать влияние короны.
Из кривых рис. 42-20 следует,
что при заданной мощности в наи-
большей степени ограничивает пе-
ренапряжения реактор, установлен-
ный в конце линии, и в наимень-
шей— реактор в начале. Этот ре-
зультат вполне очевиден, так как
наибольшие повышения напряже-
§ 42-8]
Перенапряжения в дальних передачах
447
Рис. 42-20. Кривые зависимости макси-
мального напряжения основной частоты от
мощности компенсирующего устройства
в относительных единицах.
а — линия 900 км\ б — линия 600 км.
1 — реактор в середине линии; 2 — реактор в кон-
це лннин; 3 — реактор в начале линии; 4 — кон-
денсатор в середине линии.
ния вызывают емкости удаленных
участков линии в связи с тем, что
потребляемый ими емкостный ток
проходит через всю индуктивность
линии. Поэтому в первую очередь
целесообразно компенсировать ем-
кость линии вблизи конца. Однако
следует иметь в виду, что при уста-
новке реактора в конце линии ма-
ксимальное напряжение может
иметь место не в конце, а в проме-
жуточной точке. Простые расчеты,
которых мы приводить не будем,
показывают, что это максимальное
напряжение связано с напряжением
на конце соотношением
С/Макс = ^рЛ1+^. (42-32)
На рис. 42-20 (кривая 2) показано
именно это напряжение.
Из сказанного выше следует, что
реакторы ограничивают перенапря-
жения в дальних передачах по двум
причинам. Во-первых, они компен-
сируют емкость линии и уменьшают
ее волновую длину, благодаря чему
отношение (7Макс/£Л в линиях с ре-
акторами уменьшается. Во-вторых,
наличие реакторов увеличивает
входное сопротивление линии, в свя-
зи с чем уменьшается ограничивае-
мое магнитным шунтом трансфор-
матора предельное напряжение в на-
чале линии, приближенно опреде-
ляемое по (42-22). В линиях боль-
шой длины (/>900 км), когда начи-
нает сказываться эффект короны,
влияние реакторов качественно-
остается таким же.
Выше мы рассматривали реакто-
ры с линейной вольт-амперной ха-
рактеристикой, у которых величина
мощности не зависит от напряже-
ния. Современные реакторы имеют
слабо нелинейную характеристику,
поэтому при расчете перенапряже-
ний основной гармоники установ-
ленными выше соотношениями впол-
не можно пользоваться. Однако при
наличии продольной компенсации
нелинейная характеристика реакто-
ра может послужить причиной воз-
никновения субгармонических коле-
баний, которые представляют опас-
ность для изоляции линий.
42-8. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В ДАЛЬНИХ
ПЕРЕДАЧАХ ПРИ НАЛИЧИИ
ПРОДОЛЬНОЙ ЕМКОСТНОЙ
КОМПЕНСАЦИИ
При установке конденсатора про-
дольной компенсации в произвольной
точке линии (рис. 42-21) напряжения
на линии могут быть найдены так
же, как это было сделано для реак-
тора в предыдущем параграфе. Если
Рис. 42-21. Схема с конденсатором продоль-
ной компенсации в промежуточной точке
линии.
448
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
через qc обозначить отношение ем-
костного сопротивления батареи к
волновому сопротивлению линии
( хс\
[ qc = — I, то получим:
=___________1__________.
б, COS al + qc sin al2 COS al, ’
COS al + qc COS al , sin al2
Z •—-___ у 2*--------------------
BX 1 Sin aZ + <7C Sin a/j sin aZ2
(42-34)
Из этих уравнений следует, что
в противоположность реакторам
конденсаторы оказывают наиболь-
шее влияние, если они установлены
в начале линии, и не оказывают ни-
какого влияния в холостом режиме,
если они установлены в конце ли-
нии. На рис. 42-20 пунктиром пока-
зана кривая зависимости предель-
ного значения U2 от qc при установ-
ке конденсатора в середине линии.
Как видно, при одинаковой величи-
не q конденсаторы значительно
меньше ограничивают перенапряже-
ния, чем реакторы. Это связано
с тем, что конденсаторы приводят
к значительно меньшему увеличе-
нию входного сопротивления линии
£вх, что непосредственно следует из
сравнения (42-34) и (42-31). Кроме
того, обычно в реальных передачах
степень поперечной компенсации
qijal составляет около 50—75 % >
в то время как степень продольной
компенсации не превышает 40—
50%. Поэтому продольная компен-
сация обычно оказывает незначи-
тельное влияние на перенапряже-
ния основной частоты и не может
рассматриваться как средство их
ограничения.
Рассмотрим условия работы са-
мих конденсаторов продольной ком-
пенсации. Номинальное напряжение
батареи конденсаторов равно произ-
ведению ее реактивного сопротивле-
ния хс на номинальный ток переда-
чи и обычно составляет (30—40) %
номинального фазового напряже-
ния. Однако в некоторых режимах
(короткие замыкания, качания ге-
нераторов после отключения корот-
(42-33)
кого замыкания) напряжения на
конденсаторах могут возрастать
в несколько раз и представлять не-
посредственную опасность для их
изоляции. Поэтому параллельно
конденсаторам устанавливается за-
щитный разрядник, пробивное на-
пряжение которого и определяет не-
обходимый запас прочности изоля-
ции конденсатора.
Пробой разрядника и шунтиро-
вание конденсаторов при коротких
замыканиях является весьма неже-
лательным явлением, так как имен-
но во время короткого замыкания
(точнее сразу после его отключе-
ния) наличие конденсаторов в схе-
ме особенно необходимо для со-
хранения динамической устойчи-
вости передачи. Поэтому разряд-
ник должен снабжаться дугогася-
щим устройством, которое разры-
вало бы цепь, шунтирующую кон-
денсатор, немедленно после отклю-
чения короткого замыкания. Возни-
кающие после этого качания в си-
стеме не должны вызывать повтор-
ных пробоев разрядника. Эго об-
стоятельство не позволяет выбирать
пробивное напряжение (уставку)
разрядника чрезмерно низким.
Обычно уставка разрядника нахо-
дится в пределах (2,5—4) £7Н и чаше
всего выбирается равной примерно
3 [7Н, причем изоляция конденсато-
ров должна выбираться таким об-
разом, чтобы при этом напряжении
отсутствовал не только пробой изо-
ляции, но и ионизационные процес-
сы, приводящие к ее постепенному
старению.
Перейдем теперь к рассмотре-
нию нелинейных колебаний, кото-
рые могут возникнуть в схеме с про-
дольной компенсацией. Если за ба-
тареей конденсаторов включен ре-
актор с нелинейной характеристи-
кой (рис. 42-22), то после отключе-
ния короткого замыкания за реак-
тором образуется колебательный
контур, основными составными эле-
ментами которого являются реак-
тор и батарея продольной компен-
сации. Из-за больших величин ем-
кости и индуктивности собственная
§ 42-8]
Перенапряжения в дальних передачах
449
Рис. 42-22. Схема, в которой возможно воз-
никновение субгармонических колебаний
после отключения коротких замыканий
в точках I или II.
42-23,в) является замена после-
довательного соединения емкости С
и-индуктивности £п+£л эквивалент-
ной расчетной емкостью Срасч, ко-
торая определится из равенства со-
противлений при низкой частоте:
-J =-^ + i^ + Ln),
i з С р а с 4 ‘ I 3 с
частота этого контура оказывается
весьма низкой, благодаря чему воз-
можно возникновение субгармони-
ческих колебаний,
Рассмотрим вначале случай, ког-
да разрыв передачи произошел не-
посредственно за реактором Р2 схе-
мы рис. 42-22. Этот случай может
быть сведен к схеме простого коле-
бательного контура (см. гл. 41).
Действительно,, при низкой частоте
субгармонических колебаний волно-
вая длина участка £ линии мала и
его можно заменить П-образной схе-
мой (рис. 42-23,а). Всеми проводи-
мостями, включенными до продоль-
ной компенсаций, т. е, емкостной
проводимостью линии, проводимо-
стями магнитного шунта и реакто-
ра Р\ можно пренебречь, так как
они шунтируются относительно не-
большими индуктивностями (от Ln
до £п+£л)- Объединив после этого
предвключенную индуктивность с
индуктивностью линии, получим
контур с сосредоточенными Постоян-
ными (рис. 42-23,6). Последним
этапом преобразования схемы (рис.
С Срасч
б) $
Рис. 42-23. Схема замещения дЛя случая
отключения короткого' замййания’ выключа-
телем Bi, рис. 42-22. . ,.
откуда
С - ' с_____________-
ьРасч— / со V —
1 — ( ~3~ J *Ь;С (Ln + Ln)
= тС, (42-35)
причем обычно т=1,1—1,5 (в за-
висимости от предвключенной ин-
дуктивности и длины участка ли-
нии).
Если разрыв передачи произо-
шел в конце участка 12, то за кон-
денсаторами остается разомкнутый
участок /2, который можно заме-
нить сосредоточенной емкостью СЛ2
(рис. 42-24), включенной параллель-
но реактору, в результате чего по-
лучается двухчастотный колеба-
тельный контур, причем вторая ча-
стота определяется суммой индук-
тивностей £п и Ln и емкостью ли-
ний. Однако, для'того - чтобы коле-
бания обеих частот могли одновре-
менно существовать .в установив-
шемся режиме, нужен ряд допол-
нительных условий, о . которых бу-
дет сказано ниже. Если эти допол-
нительные условия отсутствуют, то
роль емкости Сл2 сводится к незна-
чительному уменьшению частоты
собственных колебаний, т. е. ею
можно пренебречь или добавить
к емкости. Срасч. В этом случае схе-
ма рис. 42-24 также’ сводится к про-
стейшему контуру.
L^Ln С
Рис. 42-24. Схема ‘ замещения
для случая отключения корот-
кого замыкания в точке II вы-
ключателем. рис. 42-22.. .
29—314
450
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
Необходимое условие существо-
вания субгармонических колеба-
ний — собственная частота схемы ы0
при ненасыщенном реакторе долж-
на быть меньше, чем <о/3. Приме-
нительно к дальней передаче это
условие может быть выражено сле-
дующим образом:
В дальних передачах условие
(42-36) очень часто удовлетво-
ряется.
Возможность использования фор-
мул простого колебательного кон-
тура для определения субгармони-
ческих колебаний в дальней переда-
че подтверждена экспериментально.
При этом погрешность составляет
около 10%, что можно считать
вполне приемлемым.
Применительно к линиям пере-
дач можно отметить следующие осо-
бенности субгармонических колеба-
ний:
1. Амплитуды в области суще-
ствования субгармонических коле-
баний зависят в первую очередь от
емкости продольной компенсации и
параметров реактора; все другие
параметры дальней передачи ока-
зывают второстепенное влияние.
2. Все основные закономерности,
полученные для простого колеба-
тельного контура, остаются действи-
тельными для схемы дальней пере-
дачи, т. е. с увеличением емкости и
уменьшением степени нелинейности
характеристики критические сопро-
тивления падают, а области суще-
ствования субгармоник смещаются
в область больших напряжений, ам-
плитуды при этом растут.
3. При наличии субгармоник на-
блюдается резкое увеличение тока
через реактор как за счет увеличе-
ния напряжения, так и за счет
уменьшения сопротивления для то-
ков низкой частоты. При прочих
равных условиях ток через реактор
возрастает при увеличении степени
нелинейности реактора.
4. Перенапряжения при субгар-
моническом резонансе возникают
на конденсаторах продольной ком-
пенсации, на реакторе и на участке
линии, включенном за реактором.
Напряжение на участке линии до
конденсатора повышается незначи-
тельно и поэтому при разрыве непо-
средственно за установкой продоль-
ной компенсации (УПК) корона не
оказывает практически никакого
влияния на амплитуды и области
существования субгармоник. При
разрыве в конце участка /г корона
появляется на этом участке. Одна-
ко, поскольку потери на корону па-
дают при уменьшении частоты,
влияние короны в этом случае будет
небольшим. Таким образом, в уста-
новившемся режиме обе схемы ма-
ло отличаются друг от друга.
5. Субгармонические колебания,
как и в простейшей схеме, возни-
кают после энергичного переход-
ного режима, например после
отключения короткого замыкания.
Оба случая разрыва сильно отли-
чаются начальными условиями. При
замыкании за УПК напряжения
на конденсаторах продольной ком-
пенсации значительно больше, чем
при коротком замыкании в конце
участка /2- В последнем случае об-
ласть возникновения субгармоник
может быть значительно уже, чем
область их существования, вслед-
ствие недостаточного начального
напряжения.
6. Увеличение субгармонической
составляющей напряжения может
привести к срабатыванию разряд-
ника, защищающего конденсаторы
продольной компенсации, вследст-
вие чего сокращается число режи-
мов, при которых возможно дли-
тельное существование субгармони-
ческих колебаний. Такое явление
наиболее вероятно в случае приме-
нения реакторов со слабо нелиней-
ной характеристикой.
Для иллюстрации на рис. 42-25
построены кривые зависимости ам-
плитуды субгармонических колеба-
§ 42-8]
Перенапряжения в дальних передачах
451
нии от параметра (гДе юо —
собственная частота без учета на-
сыщения) при напряжении основ-
ной частоты на реакторе, равном
t/ф. На кривых отмечены участки,
которые соответствуют реальным
параметрам передачи Волжская
ГЭС имени В. И. Ленина — Москва.
Изменение частоты при определен-
ных параметрах продольной ком-
пенсации, соответствующих каждо-
му участку, объясняется изменением
предвключенной индуктивности. Ор-
динаты кривой рис. 42-25 представ-
ляют собой субгармоническую со-
ставляющую напряжения на реакто-
ре или на эквивалентной емкости
Срасч (рис. 42-23,в). Субгармониче-
ская составляющая напряжения на
конденсаторах продольной компен-
сации несколько выше — в отноше-
нии Срасч/С и может быть легко вы-
числена для каждого конкретного
случая. Однако чтобы не затемнять
чертежа, который носит иллюстра-
тивный характер, мы не будем вно-
сить этих уточнений, равно как не
будем учитывать составляющую
основной частоты на конденсаторах,
Рис. 42-25. Определение субгармонической
составляющей в электропередаче Волжская
ГЭС имени В. И. Ленина — Москва.
/ — характеристика реактора г=О,833 Ф+0,167 Ф3;
// — то же £= 0,96 Ф+0,04 Ф3.
Перенумерованные участки кривых соответствуют
следующим мощностям реактора Р2 н сопротив-
батарен конденсаторов
Р2, Mea
150
150
300
300
леииям
2
3
4
Горизонтальные
возможные
ом
32
48
32
48
прямые показывают предельные
уставки разрядников, защищающих
батарею конденсаторов.
которая много меньше субгармониче-
ской. Таким образом, можно счи-
тать, что кривые рис. 42-25 прибли-
зительно (с некоторым преуменьше-
нием) характеризуют напряжение на
конденсаторах продольной компен-
сации.
Горизонтальными линиями пока-
зана наименьшая и наибольшая
уставки разрядника (ПНОм=0,317ф).
Из графика видно, что срабатыва-
ние разрядника практически ликви-
дирует устойчивые субгармониче-
ские колебания во всех режимах
при реакторах с более линейной
характеристикой и резко ограничи-
вает их область при реакторах с ме-
нее линейной характеристикой, осо-
бенно при наименьшей возможной
уставке разрядника.
Напряжение на реакторе скла-
дывается из составляющей основ-
ной частоты и субгармонической со-
ставляющей. Следовательно, приме-
нение реакторов со слабо нелиней-
ной характеристикой и разрядников
с минимальной уставкой снижает
вероятность появления перенапря-
жений на реакторах и уменьшает их
амплитуду.
В схеме рис. 42-24 в некоторых
случаях наблюдаются колебания
двух частот, одна из которых ниже,
а другая выше частоты сети, при-
чем эти частоты относятся друг
к другу как целые числа.
Амплитуда и частота низкоча-
стотной составляющей зависят в
основном от емкости продольной
компенсации и параметров реакто-
ра, а амплитуда и частота высоко-
частотной составляющей в первую
очередь определяются параметрами
линии и величиной предвключенной
индуктивности.
Экспериментально установлено,
что свойства схемы как двухчастот-
ного колебательного контура могут
проявиться в том случае, если одна
из частот собственных колебаний
несколькц меньше двойной, а сумма
частот обоих колебаний равна двой-
ной частоте сети. Например, наблю-
дались частоты ’/з и 5/з, ‘А и 7/4, */з
и в/б и т. д. Интересно отметить, что
29*
452
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
период колебаний низкой частоты не
обязательно должен быть целым
числом, были зарегистрированы ко-
лебания с частотами 2/д и 16/9 и т. д.
Особенностью такого двухчастотно-
го колебательного контура по
сравнению с одночастотным являет-
ся то, что колебания возникают не
в результате переходного процесса,
а путем самовозбуждения, как при
второй гармонике.
Перенапряжения в двухчастот-
ном колебательном контуре созда-
ются главным образом высокоча-
стотной составляющей. В линии пе-
редачи (или в ее модели) ампли-
туда высокочастотных колебаний
сильно снижается под действием ко-
роны. Таким образом, этот вид ко-
лебаний, очень интересный с теоре-
тической точки зрения, на практике
вряд ли может привести к опасным
повышениям напряжения.
42-9. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В ДАЛЬНИХ
ПЕРЕДАЧАХ
ПРИ НЕСИММЕТРИЧНЫХ
КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЯХ
При симметричных режимах
дальних передач все процессы опре-
деляются параметрами прямой по-
следовательности. При несимме-
тричных коротких замыканиях боль-
шую роль начинает играть схема
нулевой последовательности, в ко-
торой из-за влияния земли волно-
вая длина линии значительно боль-
ше (см. § 42-3). Это обстоятельство
приводит к тому, что при несимме-
тричном коротком замыкании на-
пряжение на неповрежденной фазе
линии может оказаться больше, чем
при отсутствии короткого замыка-
ния.
Для определения напряжения на
неповрежденной фазе против точки
к. з. могут быть применены обще-
известные формулы (см. гл. 37).
Однако при их использовании необ-
ходимо учитывать следующие осо-
бенности длинных линий;
а) Напряжение поврежденной
фазы в «нормальном» режиме (без
короткого замыкания) равно напря-
жению в конце разомкнутой линии,
т. е. может значительно превосхо-
дить фазовое напряжение.
б) Под сопротивлениями нуле-
вой, прямой и обратной последова-
тельностей подразумеваются вход-
ные сопротивления относительно
точки к. з., т. е. входные сопротив-
ления участка линии, замкнутого на
сопротивление источника.
Из основных формул длинной
линии можно найти выражение для
определения входного сопротивле-
ния, которое имеет следующий вид:
th у/ +
2’вх.к.з = 2’с V . (42-37)
1-|- th fl
2С
' Если не учитывать влияния коро-
ны, то при определении сопротивле-
ния прямой последовательности
можно пренебречь активной состав-
ляющей у и гп и мнимой составляю-
щей гСо, т. е. принять zn = jxn и
Y = /a. Тогда выражение для гвх.к,3
преобразуется следующим образом:
tgaZ+p
2ВХ. к. 3 ==/>-----—. . (42-38)
1 —/-tg «z
Хотя в схеме нулевой последова-
тельности активное сопротивление
играет значительно большую роль,
для приближенной оценки мы его
также не будем учитывать. Тогда
(42-38) пригодна и для определения
входного сопротивления нулевой по-
следовательности, если в нее под-
ставлять соответствующие значения
a, г и хп- Волновое сопротивление
нулевой последовательности при-
близительно в 2 раза больше волно-
,вого сопротивления прямой после-
довательности, а волновая длина
al — в 1,5 раза. С другой стороны,
предвключенная индуктивность в
схеме нулевой последовательности
значительно меньше, так как из-за
наличия, треугольника она опреде-
ляется только реактивным сопро-
тивлением рассеяния трансформа-
тора.
§ 42-9 ]
Перенапряжения в дальних передачах
453
Рис. 42-26. Кривые зависимости сопротив-
лений прямой и нулевой последовательно-
стей относительно точки однофазного ко-
роткого замыкания от длины линии.
В предельном случае, когда ли-
ния. присоединена к источнику бес-
конечной мощности (хп=0), вход-
ное сопротивление изменяется про-
порционально tga/. На рис. 42-26
построены зависимости входных со-
противлений прямой и нулевой по-
следовательностей относительно
точки к. з. от длины линии. Сопро-
тивление прямой последовательно-
сти достигает своего максимума при
/=1 500 км, т. е. при длине линии,
равной l/t длины волны напряжения
источника. Частота собственных ко-
лебаний такой линии, как мы виде-
ли раньше, равна частоте сети; если
конец линии замкнут накоротко, то
имеет место резонанс токов (в то
время как при разомкнутой линии
мы встречались с резонансом на-
пряжений). Сопротивление нулевой
последовательности достигает ма-
ксимума при /=1 000 км, так как
изменение фазы на единицу длины
для токов нулевой последовательно-
сти приблизительно в 1,5 раза боль-
ше, чем для токов прямой после-
довательности. При дальнейшем
увеличении длины сопротивление ме-
няет свой знак на обратный, а за-
тем уменьшается по абсолютной ве-
личине. На рис. 42-26 построена
также кривая зависимости отноше-
ния xolxi от длины, которое опре-
деляет так называемую «степень за-
земленности» нейтрали. Несмотря
на то, что трансформатор заземлен
наглухо, отношение х0/-Ч пробегает
почти весь возможный диапазон
значений от трех до +оо и от оо
до 0. Пользуясь кривой рис. 37-5,
можно найти коэффициент К., т. е.
отношение напряжения на непо-
врежденной фазе к напряжению
симметричного режима. На рис.
42-27,а приведена зависимость К от
/ без учета и с учетом активного
а)
Рис. 42-27. Зависимость повышения напря-
жения на здоровых фазах при однофазном
коротком замыкании от длины линии.
а — отношение напряжения на здоровой фазе при
однофазном к. з. к напряжению на этой же фазе
в симметричном режиме. Пунктиром показано
напряжение без учета активного сопротивления
нулевой последовательности, сплошной линией —
с учетом этого сопротивления: б — напряжение
на здоровой фазе в конце холостой линии прн
однофазном к. з. Пунктиром показано повыше-
ние напряжения в симметричном режиме прн
отсутствии к. з.
454
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
сопротивления нулевой последова-
тельности. При —Л = —2, что соот-
ветствует /=1200 км, К достигает
максимума, т. е. имеет место своего
рода резонанс напряжений в цепи,
образованной последовательным со-
единением схем различных последо-
вательностей.
Для того чтобы получить абсо-
лютное значение напряжения на не-
поврежденных фазах, нужно помно-
жить К на напряжение симметрич-
ного режима, т. е. напряжение
в конце разомкнутой линии. Такое
построение выполнено на рис.
42-27,6. Кривая при к. з.
на одной фазе разомкнутой линии
имеет две резонансные точки. Разу-
меется, такие высокие значения на-
пряжений не могут быть получены
на практике благодаря возникнове-
нию короны, которая резко ограни-
чивает перенапряжения, однако
кривая указывает на своеобразие
явления и возможность дополни-
тельного повышения напряжения
в несимметричном режиме.
Если источник обладает ограни-
ченной мощностью, то из-за влия-
ния предвключенной индуктивности
резонансные явления могут иметь
место и при меньших длинах линии.
42-10. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ПЕРЕХОДНОМ РЕЖИМЕ
Максимальные напряжения на
изоляции во время переходного
процесса, как правило, значительно
превышают перенапряжения уста-
новившегося режима, но имеют зна-
чительно меньшую длительность.
Связь между максимальным
значением напряжения в переход-
ном режиме и амплитудой устано-
вившегося режима определяется
равенством
^макс = КудДуст> (42-39)
причем ударный коэффициент Куд
зависит от параметров схемы, на-
чальных условий, вида коммутации,
разбросов момента включения или
отключения отдельных фаз и дру-
гих факторов.
Рассмотрим включение линии,
не содержащей нелинейных элемен-
тов, на источник синусоидального
напряжения. Затухание учитывать
не будем (гл. 39).
Видоизменим формулу (39-1),
исключив из нее член, отражающий
наличие остаточного напряжения
(—О'о), получим для напряжения
в конце линии
U2 (t) = A cos <ot — LBk cos <oht,
(42-40)
где A — амплитуда напряжения уста-
новившегося режима;
Bh — амплитуды свободных коле-
баний различных частот.
= Е —-----г ? ((йь’е)- (42-41)
Собственные частоты схемы
находятся с помощью графического
построения, которое приведено
(гл. 30, рис. 30-31). По полученным
значениям wht и <ofc вычисляются
составляющие Bh.
О
tat
Множитель —X------- при k — 1
wk~
может меняться в широких преде-
лах. Так как в большинстве случаев
схема работает в дорезонансных ус-
ловиях (wj^w), то этот множитель
положителен и может быть много
больше единицы. Для высших гар-
моник <»ь » <0, т. е. .—5-мало от-
личается от единицы.
Функции <p(«jfet) построены на
рис. 42-28 в зависимости от пара-
Т
метра который, как следует из
рис. 30-31, определяет значения
т
Отношение — можно представить
также в виде
Г ___ 'I ______
z z0a>l^LC I ^1
Т L
Таким образом, —=представляет
§ 42-10}
Перенапряжения в переходном режиме
455
Рис. 42-28. Зависимость iffco,?), <р (<о2т:), у (<оэт)
Т LB
от отношения -— = ТТ-
х LI
собой отношение сосредоточен-
ной индуктивности к распределен-
ной. Из рис. 42-28 и из (42-41) видно,
т
что при изменении — от 0 до оо
^(<0,1) изменяется от 1,28 до 1, а
ср(гогг), <р(<о3т) весьма быстро зату-
хают.
Из начальных условий (/= 0)
имеем:
A— = (42-42)
Из рис. 42-28 и из (42-41) следует,
что 'ЕВь представляет знакоперемен-
ный ряд, члены которого быстро
убывают. Если обозначить модуль
Bk через Bh, то А — Вх — В2-\-Вг—
— Bt и т. д., т. е. В~>А.
Это означает, что амплитуда
свободной составляющей основной
частоты не равна составляющей
установившегося режима, как это
имеет место в простом колебатель-
ном контуре. Равенство напряже-
ния нулю в начальный момент осу-
ществляется за счет высших гар-
моник.
Максимум напряжения насту-
пает в тот момент, когда мгновен-
ные значения составляющей уста-
новившегося режима и составляю-
щей свободных колебаний основной
частоты совпадают по фазе. Мож-
но себе представить как предель-
ный, такой случай, когда совпаде-
ние по фазе будет иметь место и
для составляющих высших частот.
Тогда максимальное напряжение
переходного режима окажется в
пределе равным
^Лмакс — А 4“ Bt -ф- В2 -ф- Ва -ф- . ..
(42-43)
ъ- П2маке , I В. В2 ... .— о
+ ~--------------------~а---->2‘
Таким образом, в отличие от про-
стого колебательного контура удар-
ный коэффициент при включении
длинной линии (с частотой «>,><»)
может быть больше двух за счет
высших гармоник. Однако это свой-
ство длинной линии проявляется при
незначительном затухании и неболь-
Т
ших значениях т. е. в тех слу-
чаях, когда сосредоточенная индук-
тивность мала по сравнению с рас-
пределенной. Из рис. 42-28 видно,
т
что при — L> 1 удельный вес высших
гармоник снижается, а составляю-
щая основной частоты стремится
к постоянному пределу, т. е. линия
практически начинает вести себя,
как простой колебательный контур.
Отметив тенденцию Кул к увеличе-
нию с ростом мощности источника
(уменьшение Ln и Т) и увеличением
длины линии (т), мы в дальнейшем
будем в большинстве случаев опе-
рировать простейшей схемой.
В гл. 41 был проведен анализ
линейного колебательного контура
и дано уравнение (41-5), которое
может быть приближенно примене-
но и к длинной линии
U2 (t) = (7уст (cos tot — е~ъ' cos w,/).
(42-43,a)
На рис. 42-29 приведены кривые
нарастания напряжения в конце ли-
456
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
Рис. 42-29. Характер нарастания напряжения при вклю-
чении линии к источнику синусоидального напряжения
(О,
для различных величин отношения
нии при ее включении, из которых
видно, что при уменьшении — за-
медляется рост напряжения; так,
при ^-'—2,0 максимум напряжения
достигается на границе первого и
второго полупериодов, при —' = 1,6
к концу второго полупериода, а при
1,2 на пятом полупериоде. Чем
медленнее растет напряжение, тем
больше сказывается затухание, и
ударный коэффициент падает. Ха-
рактер зависимости ударного коэф-
фициента от частоты виден из
рис. 42-30. Очевидно, ударный ко-
эффициент тем меньше, чем ближе
система к резонансу и чем больше
затухание.
Рис. 42-30. Зависимость ударного коэффи-
циента при включении линии к источнику
“1
от отношения —.
Если напряжение в
переходном процессе
превышает коронное, то
начинает сказываться
влияние короны, но ее
ограничивающее дей-
ствие проявляется с за-
паздыванием на два-
три полупериода, так
как стационарный ток
короны и соответствую-
щие потери устанавли-
ваются в течение неко-
торого времени. По-
этому в тех случаях,
когда система далека
от резонанса и макси-
мальное напряжение достигается на
первом или втором полупериоде,
корона практически не влияет на
ударный коэффициент. При медлен-
ном подъеме напряжения корона
может вносить дополнительное за-
тухание, и в условиях, близких к ре-
зонансным, ее влияние оказывается
весьма существенным.
Магнитный шунт трансформато-
ра в большинстве случаев приводит
к увеличению ударного коэффици-
ента, так как магнитный шунт зна-
чительно уменьшает напряжение
установившегося режима, но оказы-
вает малое влияние на начальные
стадии переходного процесса,- Это
связано с большой постоянной вре-
мени магнитного шунта, благодаря
чему его ограничивающее действие
вступает в строй с запозданием.
Если схема находится на границе
устойчивости для второй гармони-
ки, то в переходном режиме эта
гармоника может возникнуть, зна-
чительно повышая максимальное
напряжение, а в установившемся
режиме — не «удержаться». В этом
случае ударный коэффициент мо-
жет быть даже больше двух.
Рассмотрим различные виды
коммутаций, которые могут иметь
место в дальних электропередачах.
Приводимые.ниже цифры для ори-
ентировочной оценки величин пере-
напряжений получены на основа-
нии приближенных расчетов, изме-
рений на моделях и в реальных се-
§ 42-10 J
Перенапряжения в переходном режиме
457
тях применительно к параметрам
работающих и проектируемых элек-
тропередач.
а) Включение линии толчком.
Этот случай в общих чертах был
разобран выше, в предположении,
что все три фазы включаются одно-
временно, что позволило пользо-
ваться однофазной схемой замеще-
ния. В действительности замыкание
цепи в каждой фазе осуществляет-
ся через искру между контактами
выключателя, т. е. приблизительно
при максимуме напряжения, и, сле-
довательно, никогда не происходит
одновременно во всех фазах. После
включения первой фазы выключате-
ля на остальных фазах благодаря
наличию электромагнитной связи
наводится некоторый потенциал.
Если включение других фаз про-
исходит в момент, когда напряже-
ние источника и наведенное напря-
жение на соответствующих прово-
дах линии имеют разные знаки, то
амплитуды свободных составляю-
щих увеличиваются. В наиболее не-
благоприятном случае разброс в мо-
ментах включения отдельных фаз
приводит к повышению напряжения
на 15—20% по сравнению со слу-
чаем симметричного включения.
Включение линии толчком при
пуске передачи или после ремонта
осуществляется в заранее подготов-
ленных условиях, так, чтобы обес-
печить минимально возможные по-
вышения напряжения. Для этой це-
ли включаются реакторы, снижает-
ся э. д. с. генератора, устанавли-
ваются минимальные коэффициен-
ты трансформации. В результате
этих мероприятий обычно удается
ограничить установившееся значе-
ние напряжения величиной (1,0—
1,2) (7ф, т. е. система оказывается
далекой от резонанса и поэтому
ударный коэффициент в случае сим-
метричного включения приближает-
ся к двум. Неодновременное вклю-
чение фаз приводит к повышению
ударного коэффициента. В резуль-
тате напряжения переходного режи-
ма могут достигнуть (2,0—2,5) (7ф.
Не исключается возможность
30—314
включения поврежденной линии,
например линии, имеющей в конце
однофазное короткое замыкание,
что вызывает дополнительное повы-
шение напряжения на неповрежден-
ных фазах. В этом случае воз-
можные величины перенапряжений
имеют порядок (2,5—2,8) иф.
б) Отключение коротких замы-
каний. При коротком замыкании
в конце линии или участка (напри-
мер, в точке С на схеме рис. 42-2)
первым может сработать выключа-
тель, ближайший к месту к. з. (вы-
ключатель 2), и в течение некото-
рого времени к шинам станции бу-
дет присоединена холостая линия
(в дальнейшем, употребляя выра-
жение «отключение к. з.», мы будем
иметь в виду работу именно этих
выключателей).
В простейшем колебательном
контуре отключение короткого за-
мыкания за емкостью контура при-
водит к той же амплитуде переход-
ного процесса, как и при включении
контура под напряжение. Это объ-
ясняется тем, что установившееся и
начальное напряжения на емкости
в обоих случаях одинаковы. Одно-
временное отключение всех трех
фаз при симметричном к. з. в длин-
ной линии приводит в первом при-
ближении к аналогичному резуль-
тату. Более подробный анализ по-
казывает, что в действительности
амплитуда свободных колебаний не-
сколько меньше амплитуды напря-
жения установившегося режима
(в то время как при включении
толчком свободная составляющая
несколько больше). Однако это раз-
личие невелико, уменьшается с уве-
личением —, и для большинства
т
параметров, встречающихся на
практике, не превосходит 10%. Та-
ким образом, при одновременном
отключении всех фаз ударный ко-
эффициент незначительно меньше,
чем при включении толчком.
При отключении несимметрич-
ных коротких замыканий большое
значение имеет порядок отключения
фаз. Например, если при однофаз-
458
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
ном к. з. первыми срабатывают вы-
ключатели в неповрежденных фа-
зах, то в течение небольшого интер-
вала,времени к шинам оказывается
присоединенной холостая линия,
одна фаза которой замкнута на зем-
лю. При этом напряжение устано-
вившегося режима на неповрежден-
ных фазах в большинстве случаев
повышается в зависимости от отно-
шения ~ (см. § 42-9) и может на
практике достигать величины по-
рядка (2,0—2,5) Пф. Напряжение
перед отключением зависит от э. д. с.
станций, угла сдвига между ними и
обычно составляет (0.5—1)(7ф. Ам-
плитуда свободных колебаний имеет
порядок (1,0—1,5) t/ф, а перенапря-
жения переходного процесса дости-
гают (3,0—3,5) 17ф.
Если линия имеет установку про-
дольной компенсации, то перена-
пряжения при отключении коротких
замыканий за конденсаторами УПК
могут значительно возрастать. Про-
хождение тока к. з., имеющего ин-
дуктивный характер, через емкость
продольной компенсации создает
на ней значительное падение напря-
жения, противоположное по знаку
э. д. с. источника (кривая 1 на
рис. 42-31). Отключение к. з. про-
исходит приблизительно в момент
перехода тока через нуль, когда на-
пряжение на конденсаторах имеет
максимальную величину. Если за
конденсаторами нет включенных
реакторов, то путь для разряда ем-
кости отсутствует и заряд на кон-
денсаторах сохраняется длительное
время (постоянная времени разря-
да конденсатора через собственную
проводимость измеряется минута-
ми).
Кривая 2 рис. 42-31 представ-
ляет собой распределение напряже-
ния вдоль холостой линии с учетом
заряда конденсатора. Амплитуда
свободной составляющей в первом
приближении равна разности меж-
ду ординатами кривых / и 2. т. е.
ИКол = б/уСТ+ Uc — Ux.x+Uc (где Ux.x
напряжение в холостой линии). Ма-
ксимальное напряжение переходно-
б)
Рис. 42-31. Характер распределения напря-
жения по элементам электропередачи при
коротком замыкании за установкой про-
дольной компенсации.
а — большая мощность станции: б —- малая мощ-
ность станции.
/ — короткое замыкание; 2 — установившийся ре-
жим после отключения к. з.; 3 — максимальные
напряжения в переходном процессе.
го режима без учета затухания
равно:
на конце линии до УПК (точка В)
Обмане == ^х.х ^Ato-n = 2(7ХХ -ф-Uс,
(42-44)
после УПК (точка С)
^макс — 2Т х. х -ф- 2(7С. (42-45)
При отключении короткого замыка-
ния на линии без конденсаторов
продольной компенсации макси-
мальное напряжение равно 2UX.X.
Таким образом, благодаря наличию
продольной компенсации макси-
мальный потенциал на линии до и
после УПК возрастает соответствен-
но на Uc и 2UC.
Влияние продольной компенса-
ции возрастает с увеличением сте-
пени компенсации и мощности
источника, так как оба эти факто-
ра приводят к увеличению тока ко-
роткого замыкания и падения на-
пряжения на конденсаторах. Одна-
ко напряжение короткого замыка-
ния ограничено уставкой разрядни-
§ 42-10]
Перенапряжения в переходном режиме
459
ка для защиты УПК, т. е. величи-
ной порядка (0,75—1)(7ф. Если на-
пряжение на конденсаторах ока-
жется выше уставки, то сработает
разрядник, что приведет к разряду
емкости и снижению перенапряже-
ний.
С уменьшением мощности вклю-
ченных генераторов растет напря-
жение на холостой линии и сни-
жается напряжение на емкости.
Для сравнения на рис. 42-31,6 при-
ведены кривые напряжений при к. з.
и холостом ходе для уменьшенной
(по сравнению с рис. 42-27,а) мощ-
ности станции. Из рисунка видно,
что влияние УПК при малой мощ-
ности источника сказывается значи-
тельно слабее.
Перенапряжения при отключе-
нии симметричных к. з. в линиях
с продольной компенсацией могут
достигать (3—4) U$.
в) Отключение холостых линий.
Этот вопрос был уже разобран
в гл. 39 применительно к линиям
различных номинальных напряже-
ний. Для длинных линий 400—
500 кв нужно отметить некоторые
специфические особенности. Одна из
них заключается в том, что напря-
жение, остающееся на линии после
отключения, может быть значитель-
но больше, чем э. д. с. источника.
Действительно, обрыву дуги пред-
шествовал режим холостого хода,
для которого характерны значи-
тельные повышения напряжения
в начале и в конце линии, причем
разница между Ux и U2 тем больше.
Чем больше длина линии. После
первого обрыва дуги на линии оста-
ется заряд
i
,Q=C J72cosa(/ —x)dx=
о
С
=— U, sin al.
a *
Этот заряд равномерно распреде-
лится вдоль линии в результате пе-
реходного колебательного процесса,
после затухания которого во всех
точках линии установится потенциал
(42Л6)
Рис. 42-32. Восстанавливающееся напряже-
ние между контактами выключателя при
отключении длинной холостой линии.
а — линия без реакторов; б—линия с реакторами.
/ — напряжение источника; 2—напряжение на
шинах; 3 — напряжение в начале линии; 2—5 —
восстанавливающееся напряжение; А — момент
отключения.
С другой стороны, напряжение
на шинах после отключения линии
весьма быстро примет значение,
равное э. д. с. источника. Восста-
новление напряжения будет проис-
ходить в соответствии с рис.42-32,а,
т. е. максимум восстанавливающе-
гося напряжения может быть рав-
ным не 2(7ф, а значительно больше.
Если на линии имеются реакто-
ры, то после обрыва дуги емкость
линии начинает разряжаться на ре-
актор и возникают затухающие ко-
лебания с частотой, которая обыч-
но несколько меньше частоты источ-
ника. Частота может быть больше
при отключении участка линии, на
котором сосредоточены все реакто-
ры, и меньше при неполном числе
включенных реакторов. Характер
колебаний показан на рис. 42-32,6.
Из чертежа видно, что наличие ре-
акторов является благоприятным
фактором, так как уменьшает вос-
станавливающееся напряжение и
скорость его нарастания.
Испытания воздушных выключа-
телей 500 кв, проведенные ВЭИ, по-
казали, что воздушные выключате-
ли практически не дают повторных
30*
460
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[Гл. 42
Рис. 42-33. Характер распределения напря-
жения вдоль электропередачи при отклю-
чении асинхронного хода.
1 — до разрыва передачи (угол между э. д. с—
180е); 2 — после разрыва передачи; 3 — макси-
мальные напряжения в переходном процессе.
зажиганий, если восстанавливаю-
щееся напряжение ниже 3,5[/ф. Для
того чтобы получить подобную ве-
личину, нужно, чтобы •остающееся
напряжение на разомкнутой линии
приближалось к 2,5(/ф; такие слу-
чаи исключительно редки. Масля-
ные выключатели дают одно-два
повторных зажигания, если ампли-
туда восстанавливающегося напря-
жения достигает (2,0—2,5) 17ф, при
этом можно ожидать перенапряже-
ний (3,0—3,5) t/ф.
г) Отключение линии в режиме
асинхронного хода. При нарушении
устойчивости параллельной работы
электропередача может перейти
в асинхронный режим и отключение
произойдет в то время, когда угол
между э. д. с. по концам передачи
близок к 180°, а величина э. д. с. за
счет действия регуляторов повысит-
ся на (20—30)%. Такой режим бли-
зок к режиму короткого замыкания,
так как по линии протекает боль-
шой индуктивный ток, значительно
снижающий напряжение на шинах
и в середине линии. Распределение
напряжения вдоль линии для этого
случая показано на рис. 42-33 (кри-
вая /).
При неодновременном срабаты-
вании выключателей по концам ли-
нии она на короткое время попа-
дает в режим одностороннего пита-
ния, в котором напряжения суще-
ственно повышаются (кривая 2,
рис. 42-33). Учитывая различные
знаки установившегося и начально-
го напряжений и повышенные зна-
чения э. д. с. источников, при от-
ключении асинхронного хода можно
ожидать перенапряжений (3,0—
3,5) С/ф.
42-11. ОГРАНИЧЕНИЕ
ВНУТРЕННИХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
В начале этой главы указыва-
лось, что применение напряжения
500 кв является целесообразным,
если уровень изоляции не превы-
шает 2,5 Сф. Приближенные расче-
ты, исследования на моделях и
опыты в реальных сетях показы-
вают, что установившиеся напряже-
ния редко превосходят эту величи-
ну, в то время как перенапряжения
переходного режима могут дости-
гать трехкратного фазового напря-
жения и более. Следовательно,
в отличие от установок до 220 кв
принудительное ограничение вну-
тренних перенапряжений в дальних
передачах 500 кв является необхо-
димым.
Принципы устройства защиты от
перенапряжений могут быть различ-
ными. Первый путь — это ограниче-
ние с помощью схемных мероприя-
тий и системной автоматики числа
режимов, приводящих к опасным
перенапряжениям. Второй путь —
воздействие на напряжения устано-
вившегося режима, что приводит
также и к снижению перенапряже-
ний в переходном процессе. Наконец,
тоетий путь — это применение мер,
ограничивающих перенапряжения
только переходного процесса. В со-
временных передачах используются
все три метода, которые дополняют
друг друга.
Рассмотрим различные виды за-
щитных мероприятий, их достоин-
ства, недостатки и область приме-
нения '.
а) Схемные мероприятия. К чис-
лу схемных мероприятий для огра-
ничения внутренних перенапря-
жений могут быть отнесены: уста-
новка пониженных коэффициентов
трансформации автотрансформато-
ров, ограничение минимального чис-
ла работающих генераторов, ис-
пользование реакторов, применение
1 Зашита конденсаторов продольной
компенсации рассмотрена в § 42-8.
§ 42-11]
Ограничение внутренних перенапряжений
461
в одноцепном варианте блочных
схем без выключателей на стороне
высокого напряжения.
Применение реакторов является
весьма эффективным средством для
ограничения перенапряжений (см.
§ 42-7). Однако это мероприятие,
равно как и установка благоприят-
ных коэффициентов трансформации,
может быть использовано только
при нормальном включении холо-
стой линии или при режиме переда-
чи малых нагрузок. При передаче
максимальной мощности, которая
может быть близка к натуральной,
включение реакторов в промежуточ-
ных точках линии недопустимо, так
как это приводит к снижению на-
пряжения вдоль линии, увеличению
потерь и уменьшению предела
устойчивости.
Применение блочных схем без
выключателей на стороне высшего
напряжения исключает режимы,
в которых к шинам станции или
системы присоединены разомкнутая
на конце линия. Поскольку отклю-
чение нагрузки осуществляется на
стороне низшего напряжения, в кон-
це линии оказывается включенным
ненагруженный трансформатор или
автотрансформатор. Нелинейная ха-
рактеристика намагничивания авто-
трансформатора резко ограничивает
напряжение основной частоты, но
может привести к резонансу на
высшие гармоники или самовозбуж-
дению второй гармоники. Область
самовозбуждения второй гармоники
является очень узкой; это явление
может быть предусмотрено заранее
и исключено путем хотя бы неболь-
шого изменения параметров схемы.
Недостатком схемы без выключате-
лей на стороне высшего напряже-
ния являются тяжелые условия для
трансформатора, который часто
подвергается воздействию повышен-
ных напряжений.
Схемные мероприятия, в особен-
ности использование реакторов, мо-
гут быть весьма эффективными, но
их применение не всегда возможно.
б) Релейная защита и автома-
тика. Величина и длительность пере-
напряжений в значительной степени
зависят от последовательности ра-
боты выключателей. Например,
в случае применения дистанцион-
ных защит без высокочастотной свя-
зи при несимметричном к. з. на од-
ном конце линии работа выключа-
телей на этом конце происходит
с выдержкой времени 0,12 сек,
а на противоположном конце 0,5—
0,8 сек. Таким образом, значитель-
ное повышение напряжения на одно-
сторонне отключенной линии с не-
симметричным к. з. может суще-
ствовать в течение промежутка вре-
мени порядка 0,5 сек. Применение
дифференциально-фазовой защиты
с высокочастотной связью снижает
длительность этого режима более
чем в 10 раз.
Длительность существования по-
вышенных напряжений может быть
уменьшена с помощью релейной за-
щиты, действующей с первой вы-
держкой на включение реакторов,
а со второй выдержкой на отклю-
чение.
Если линия связывает между со-
бой две системы или станции, резко
отличающиеся друг от друга по
мощности, то желательно, чтобы
выключатели у шин менее мощной
системы срабатывали первыми, тог-
да разомкнутая линия окажется при-
соединенной к системе с наимень-
шей реактивностью, в то время как
при другой последовательности ра-
боты выключателей наличие одно-
сторонне включенной линии на ши-
нах с большой реактивностью при-
вело бы к более высоким перена-
пряжениям. Специальная быстро-
действующая автоматика может
обеспечить необходимый порядок
работы выключателей, т. е. исклю-
чить возможность включения пер-
вым выключателя у менее мощной
системы и отключения его вторым.
Такой способ ограничения перена-
пряжений является весьма эффек-
тивным, но задержка работы вы-
ключателя у шин мощной системы
при коротком замыкании нежела-
тельна с точки зрения устойчи-
вости.
462
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
Регуляторы сильного действия,
поддерживающие постоянным на-
пряжение на шинах в целях повы-
шения устойчивости, одновременно
устраняют возможность длительного
существования резонансных перена-
пряжений, в частности самовозбуж-
дения второй гармоники. Однако
действие регуляторов сказывается
через несколько периодов после
коммутации, поэтому в большинстве
случаев они не могут повлиять на
амплитуду переходного режима.
в) Шунтирующие сопротивления
в выключателях. Применение шунти-
рующих сопротивлений в выключа-
телях принадлежит к числу меро-
приятий, которые воздействуют
только на перенапряжения переход-
ного режима и не оказывают влия-
ния на установившиеся повышения
напряжения. При различных ком-
мутациях механизм действия шун-
тирующих сопротивлений также
различен. При отключении холостых
линий шунтирующие сопротивления
снижают остаточный заряд на ли-
нии и восстанавливающее напряже-
ние на главных контактах, тем са-
мым уменьшая вероятность повтор-
ных зажиганий.
При отключении короткого за-
мыкания или асинхронного хода
шунтирующие сопротивления демп-
фируют колебательный процесс.
Опыты, проведенные на моделях
(в ВЭИ), показали, что при этих
различных коммутациях требуются
и различные величины сопротивле-
ний. Если применение шунтирую-
щих сопротивлений в 3 000 ом позво-
ляет практически исключить пере-
напряжения при отключении холо-
стых линий, то для снижения пере-
напряжений при отключении линии
в режиме асинхронного хода необ-
ходимо снизить это сопротивление
до величины, меньшей, чем 2 000 ом.
Это требует значительного увели-
чения разрывной мощности отдели-
теля. Однако даже упомянутая ве-
личина сопротивлений не всегда
обеспечивает снижение перенапря-
жений переходного режима до
2,5 t/ф. Учитывая также, что шун-
тирующие сопротивления услож-
няют конструкцию и увеличивают
стоимость выключателя, в настоя-
щее время принято решение об от-
казе от шунтирующих сопротивле-
ний в выключателях 500 кв.
г) Комбинированный магнитно-
вентильный разрядник. Разрядники
предназначаются только для огра-
ничения перенапряжений переход-
ного процесса.
В магнитно-вентильном комму-
тационном разряднике, так же как
в грозозащитном, применяются не-
линейное сопротивление и магнит-
ное дутье. Однако условия работы
коммутационного разрядника резко
отличаются от условий работы гро-
зозащитного разрядника. Действи-
тельно, выбор характеристики гро-
зозащитного разрядника опреде-
ляется двумя режимами: прохожде-
нием большого импульсного тока
(килоамперы) в течение весьма ма-
лого промежутка времени (десятки
микросекунд) и режимом гашения,
которое в системе с заземленной
нейтралью происходит при напря-
жении, на (20—30) % превышаю-
щем номинальное фазовое, таким
образом отношение напряжения за-
жигания к напряжению гашения
в этих разрядниках может быть
приблизительно равным 2,5. В ком-
мутационных разрядниках ампли-
туда тока после пробоя промежутка
обычно не превышает 1,5 ка, т. е.
в несколько раз меньше, чем в гро-
зозащитных разрядниках, но дли-
тельность прохождения тока при
внутренних перенапряжениях на два
порядка выше, чем при атмосфер-
ных. Следовательно, энергия, кото-
рую должен рассеивать коммута-
ционный разрядник, значительно вы-
ше и требования к его пропускной
способности являются более тяже-
лыми. Золее жесткими являются
также требования к дугогасящей
способности искрового промежутка,
так как гашение происходит в усло-
виях аварийного режима. Действи-
тельно, после затухания переходно-
го процесса разрядник должен
окончательно оборвать сопровож-
§ 42-11 1
Ограничение внутренних перенапряжений
463
дающий ток в условиях установив-
шегося режима, когда напряжение
может достигать (1,5—2,0) (7ф. Так
как напряжение пробоя искрового
промежутка равно около 2,5 17ф, то
отношение напряжения пробоя
к напряжению гашения (г]) должно
быть значительно ниже, чем у гро-
зозащитных разрядников порядка
1,5—1,25. Выполнение этого требо-
вания представляет одну из основ-
ных тоудностей конструирования
коммутационного разрядника.
Искровой промежуток коммута-
ционного разрядника принципиально
не отличается от искрового проме-
жутка грозового разрядника, но в це-
лях уменьшения т, = ^проБ единич-
ные промежутки коммутационного
разрядника имеют сниженное рас-
стояние между электродами и, следо-
вательно, более низкое пробивное
напряжение 3 — 4 кдыакс (вместо
5 — 6 лч?Макс У грозового разрядни-
ка). При этом = получается
Ь'гаш
равным 1,4 —1,5 при сопровождаю-
щем токе 1 000 а и числе срабаты-
ваний, равном 20,
Благодаря нелинейному харак-
теру сопротивления сопровождаю-
щий ток- резко снижается вблизи
перехода через нуль и свободная
составляющая восстанавливающего-
ся напряжения получается очень
малой. Таким образом, восстанав-
ливающееся напряжение незначи-
тельно превышает напряжение про-
мышленной частоты. Следователь-
но, искровой промежуток может га-
сить сопровождающий ток при на-
пряжении промышленной частоты
Пгаш = ^®1,6(/ф.
Для коммутационных разрядни-
ков требуется материал со значи-
тельно большей пропускной способ-
ностью, чем вилит. Такой материал,
получивший название тервит, соз-
дан во Всесоюзном электротехниче-
ском институте. Основным элемен-
том этого материала, так же как и
у вилита, является карборунд, но
Рис. 42-34. Вольт-амперные характеристики
комбинированного вентильного разрядника
500 кв.
1 — коммутационный разрядник; 2 — грозозащит-
ный разрядник; 3 — напряжение на искровом
промежутке ИП2.
обжиг его производится при более
высокой температуре. При этом,
к сожалению, частично теряются
вентильные свойства карборунда и
коэффициент вентильности тервита
равен приблизительно 0,37 в диапа-
зоне токов 1 —1,5 ка.
На рис. 42-34 приведена вольт-
амперная характеристика тервито-
вого сопротивления разрядника
500 кв, из которой следует, что при
расчетном токе 1,5 ка остающееся
напряжение на разряднике состав-
ляет 1 070 кв, т. е. 2,5 6/ф, что обес-
печивает защиту от внутренних пе-
ренапряжений.
Если продолжить вольт-ампер-
ную характеристику до тока 10 ка;
на который рассчитываются грозо-
защитные разрядники, то остающее-
ся напряжение достигнет величины
порядка 2 000 кв, которая не обеспе-
чивает защиты изоляции. Следова-
тельно, коммутационный разрядник
не может быть непосредственно ис-
пользован для целей грозозащиты.
Вместе с тем устанавливать рядом
два разрядника нецелесообразно.
Выходом из положения является
так называемый комбинированный
разрядник, схема которого изобра-
жена на рис. 42-35. Как видно из
чертежа, часть тервитовых дисков
(около 40%) У этого разрядника за-
щу нтирова на дополнительным по-
кровным промежутком ИП2, кото-
рый при внутренних перенапряже-
ниях не пробивается. При прохож-
дении через разрядник тока боль-
ше 1,5 ка напряжение на ИП2 де-
464
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
[ Гл. 42
Рис. 42-35. Принци-
пиальная схема разряд-
ника РВМК.
ИП,— основной искровой
промежуток; И11% — шунти-
рующий искровой промежу-
ток; 1 — грозовая часть со-
противления; 2 — шунтируе-
мая часть сопротивления.
лается больше его пробивного на-
пряжения (кривая 3, рис. 52-33)
часть дисков шунтируется, вольт-
амперная характеристика перехо-
дит на кривую 2 рис. 42-34 и остаю-
щееся напряжение на разряднике
при токе 10 ка снижается до допу-
стимой величины.
На рис. 42-36,с показана схема
расположения элементов, а на рис.
42-36,6, эскиз комбинированного
разрядника 500 кв типа РВМК.
разработанного ВЭИ. Разрядник
комплектуется из 27 элементов, рас-
положенных по винтовой линии
между колонками опорных изолято-
ров, и разделяется на 3 этажа.
В двух верхних этажах располо-
жена так называемая «грозовая
часть», состоящая из 17 элементов,
в каждом из которых находится
25 искровых промежутков и 3 парал-
лельных колонки дисков по 25
в каждой (диаметр дисков 70 мм,
высота 20 мм). В нижнем этаже на-
ходятся 5 элементов с дисками из
Рис 42-36 Схема расположения элементов в разряднике РВМК-500 (а); эскиз разряд-
ника РВМК-500 (б).
§ 42-11]
Ограничение внутренних перенапряжений
465
трех параллельных колонок по
55 дисков и 5 элементов с проме-
жутками (32 единичных промежут-
ка в каждом). Всего разрядник со-
держит 2 100 дисков (3X700) (в гро-
зовую часть входят 3x425 дисков,
в шунтируемую 3X275 дисков) и
500 искровых промежутков (340
в грозовой и 160 в шунтируемой ча-
сти).
Недостатком выпускаемых в на-
стоящее время разрядников РВМК
является малое напряжение гаше-
ния. Если установившиеся повыше-
ния напряжения больше, чем 1,6(7$,
то сопровождающий ток не гаснет,
что может привести к повреждению
разрядника. Таким образом, как это
ни парадоксально на первый взгляд,
применение разрядников ставит бо-
лее жесткие требования к ограниче-
нию перенапряжений установивше-
гося режима другими средствами,
например с помощью реакторов.
В настоящее время подготавли-
вается выпуск разрядников с повы-
шенным напряжением гашения
1,8—2,0 (7ф. Это достигается с по-
мощью схемы, изображенной на
рис. 42-37,а. Искровой промежуток
разбивается на две части. Одна из
них шунтируется линейным, другая
нелинейным сопротивлением. На
рис. 42-37,6 показаны вольт-ампер-
ные характеристики каждого сопро-
Рис. 42-37. Искровой промежуток с повы-
шенным напряжением гашения.
а — принципиальная схема; б — вольт-амперные
к характеристики шунтирующих сопротивлений.
тивления и их суммарная вольт-ам-
перная характеристика; это построе-
ние позволяет определить распреде-
ление напряжения между частями
промежутка. Неравномерное рас-
пределение напряжения облегчает
пробой (прямая А—4). Характери-
стики шунтирующих сопротивлений
подобраны так, что в момент гаше-
ния (прямая В—В) напряжение
распределяется равномерно. Из
рис. 42-34 видно, что напряжение на
части промежутков, шунтированных
линейным сопротивлением, падает
приблизительно в 1,5 раза, что обес-
печивает гашение дуги, а суммарное
напряжение гашения снизилось
только в 1,25—1,3 раза. Таким обра-
зом, при напряжении зажигания
2,5 (7ф можно получить напряжение
гашения около (1,9—2,0) t/ф.
Применение разрядников РВМК-
500 с напряжением гашения 2.0 (7ф
в значительной степени решает во-
прос защиты от внутренних пере-
напряжений. Однако дальнейшее
повышение напряжения гашения
остается желательным.
д) Включение и форсировка ре-
актора через искровой промежуток.
Реакторы являются эффективным
средством ограничения перенапря-
жений установившегося и переход-
ного процессов, но они оказываются
включенными на линии далеко не
во всех режимах ее работы. Отделе-
нием дальних передач ТЭП была
предложена схема присоединения
реакторов к линии через искровой
промежуток, позволяющая автома-
тически включать реактор только
при повышенных напряжениях
(рис. 42-38). Искровой промежуток
включается параллельно разомкну-
тому отъединителю выключателя,
главные контакты которого нор-
мально замкнуты. Пробивное на-
пряжение искрового промежутка
выбирается равным 1,5 (Уф. В про-
цессе эксплуатации могут наблю-
даться отклонения от установленной
величины ±10% за счет статистиче-
ского разброса и ±10% благодаря
изменению атмосферных условий,
т. е. пробивное напряжение ИП мо-
466
Внутренние перенапряжения в дальних электропередачах
I Гл. 42
Рис. 42-38. Схема включения
реактора через искровой про-
межуток.
1 — линия; 2 — реактор 500 кв; 3 —
главные контакты ВВ-500; 4 — сггъ-
едннитель ВВ-500; 5 — искровой
промежуток на 500 ке; 6 — транс-
форматор тока; 7 — реле на вклю-
чение выключателя 500 ке.
жет колебаться в пределах (1,2—
1,8) {7ф. Нижний предел обеспечи-
вает отстройку искрового проме-
жутка в послеаварийных режимах
работы и при качаниях, когда на-
пряжение может повышаться до
(1,1 —1,2) [/ф.
При повышениях напряжения,
связанных с той или иной комму-
тацией, искровой промежуток про-
бивается, шунтируя контакты отъ-
единителя, и подключает реактор
к линии. Амплитуда переходного
процесса после пробоя промежутка
оказывается несколько выше, чем
при наглухо подключенном реакто-
ре, но существенно ниже, чем при
отсутствии реактора. Прохождение
тока через реактор приводит в дей-
ствие реле, которое вызывает замы-
кание контактов отъединителя и
угасание дуги в искровом проме-
жутке. Реактор остается включен-
ным до тех пор, пока не будет вос-
становлен нормальный режим ра-
боты линии, после чего отключение
выключателя реактора может быть
осуществлено обслуживающим пер-
соналом станции. Отключение ин-
дуктивного тока реактора может
сопровождаться срезом тока, что,
однако, не вызовет опасных пере-
напряжений на линии, но восста-
навливающееся напряжение на вы-
ключателе может достигнуть (2,0—
2,5) (7ф. Именно по этой причине ИП
во избежание пробоя включается
параллельно огьединителю, а не
всему выключателю. Преимущество
рассмотренного способа защиты
с помощью реакторов заключается
в том, что он свободен от ограниче-
ний, с которыми приходится сталки-
ваться в случае применения раз-
рядников, т. е. может применяться
в сетях с любыми значениями t7ycT-
В отличие от разрядников реакторы
ограничивают не только перенапря-
жения переходного, но и установив-
шегося режима, разумеется, если их
мощность выбрана правильно.
В последнее время реакторы
500 кв стали выпускаться с отпай-
кой 110 кв для энергоснабжения не-
больших и малоответственных ме-
стных потребителей. Предложено
использовать это ответвление для
ограничения внутренних перенапря-
жений путем закорачивания части
реактора с помощью искрового про-
межутка в соответствии со схемой
рис. 42-39. Ответвление НО кв со-
единено с землей через выключа-
тель, параллельно нормально ра-
зомкнутым контактам отъединителя
включен искровой промежуток, ко-
торый пробивается при напряжении
Рис. 42-39. Схема форсировки реактора че-
рез искровой промежуток.
Z — линия; 2 — реактор 500 кв; 3 — отпайка реак-
тора ПО кв; 4 — главные контакты ВВ-110; 5 —
отьедннитель ВВ-110; 6 — искровой промежуток
110 кв; 7 — трансформатор тока; 8 — реле автома-
тики.
§ 42-11]
Ограничение внутренних перенапряжений
467
(1,5—1,8) (Уф. Реле в цепи выклю-
чателя приводит в действие отде-
литель, который замыкает контак-
ты и шунтирует промежуток, что
приводит к гашению дуги. Через не-
сколько секунд выключатель от-
ключается автоматически; шунтиро-
вание части реактора резко увели-
чивает ток в остальной части и дли-
тельность такого режима ограниче-
на термической устойчивостью.
Замыкание отпайки НО кв на
землю через искровой промежуток
(форсировка реактора) увеличивает
мощность реактора почти в 4 раза,
что должно привести к значитель-
ному ограничению перенапряжений.
Схема включения реактора через
искровой промежуток и схема фор-
сировки могут применяться одно-
временно.
В настоящее время проводится
исследование эффективности такой
схемы, а также динамической устой-
чивости.
Разработанная в настоящее вре-
мя система защиты дальних пере-
дач от внутренних перенапряжений
основана на использовании ряда
средств, из которых главнейшими
являются коммутационные разряд-
ники РВМК и реакторы с искровы-
ми промежутками.
Дальнейшее усовершенствова-
ние вентильных разрядников (сни-
жение пробивного и остающегося
напряжения до 2(7ф, при напряже-
нии гашения порядка 1,61/ф) позво-
лит снизить уровень изоляции до
2(/ф, что необходимо при переходе
на следующую ступень номиналь-
ного напряжения 750 кв.
АЛФАВИТНЫМ УКАЗАТЕЛЬ
А
Автоматическое повторное включение 333
Автопара метрический резонанс 443
Активизация искровых промежутков 312. 317
Активная высота молниеотвода 275
Амплитуда тока молнии 246
Анализатор грозозащиты подстанций 348
Арматура изоляторов 111, 123
Атмосферные перенапряжения на линиях электро-
передач 318
Б
Биполярная корона 89
Бумажно-пропитанная конденсаторная изоляция
206
В
Вводы 137
Вентильный разрядник 309, 335, 342, 363
Вероятность перекрытия изоляции 319
— перехода импульсного перекрытия в силовую
дугу 320
— токов молнии 247
Вилит 310
Вильсона камера 30
Витковая изоляция трансформатора 236
Внешний ионизатор 50
Внешняя изоляция электрооборудования 148
Внутренний экран изолятора 78
Внутренняя защита трансформаторов 173
— изоляция электрооборудования 148
Возвратное напряжение 216
Волна тока молнии 249
Волновое сопротивление 246, 255, 430
Волновые процессы в линиях 254, 335
---на подстанциях 339
Вольт-амперная характеристика вентильного раз-
рядника 310
Вольт-кулоновая характеристика импульсной ко-
роны 266
— — -ко-ронирующей линии 93
Вольт-секундные характеристики 54, 175, 304
Восстанавливающаяся прочность выключателей 404
Время разряда 49
— формирования разряда 51
Входное сопротивление линии 434
Высокочастотный дефектоскоп 225. 230
Высота ориентировки молнии 272
Г •
Газовая изоляция 13
Гарантированная импульсная прочность 149, 347
— механическая прочность изоляторов 109
Гармонический резонанс 412
Гашение дуги в сети с дугогасящими аппарата-
ми 382
Гирлянда изоляторов 121
Главная изоляция трансформатора 161. 233
Градиенты напряжения на продольной изоляции
166
Грозовая деятельность 253
Грозозащита вращающихся машин 359
— линий 333
— подстанций 334, 347
Д
Дальние электропередачи 427
Дефектоскоп 225, Й0
Деформация волны напряжения 265
Длинные линии 430
Допустимые напряжения на изоляции подстанции
346
Дуговой разряд 17
Дугогасящая катушка 366, 383, 388
3
Заземление 282
Заземлитель 283
Закон Пашена 33
— подобия разрядов 37
Защитное заземление. 283, 29]
Защитный искровой промежуток 303
— подход к подстанции 336, 363
— уровень линии 324
Зона выхлопа трубчатого разрядника 305
— защиты молниеотвода 272
•
И
Измерительная штанга 228
Измерительный искровой промежуток 58
Изоляторы линейные 112
— опорные 131
— особенности работы прн постоянном напряжении
— подвесные 114
— проходные 137
— специальные для районов с загрязненным воз-
духом 153
— станционно-аппаратные 131
— стеклянные 110, 117
— стержневые 118, 132
— характеристики 106
— штыревые 112. 135
Изоляционные расстояния на опорах 129
— по воздуху в распределительных устройствах
152
Изоляция вращающихся машин 176
— силовых кабелей 189
— трансформаторов 158
— — профилактика 233
Импульсная -корона 265
Импульсное разрядное напряжение гирлянд изо-
ляторов 125
Импульсные конденсаторы 203
Импульсный коэффициент заземлителя 294
Индикатор частичных разрядов 224
Индуктированные перенапряжения 320. 327
Ионизация 18
Искатель повреждения 231
Искровая зона заземлителя 284, 298
Искровой промежуток вентильного разрядника 312.
316
— разряд 16
Использование изоляционных свойств древесины
130
Испытание изоляции вращающихся машин 186
---кабелей 200
---трансформаторов 174
Испытательные напряжения электрооборудования
148
К
Кабели 190
Камера Вильсона 30
Канал лидера 244
Катушка Петерсена 366, 383, 388
Клидонограф 81
Колебательный контур 262
Колонки изоляторов 134
Комбинированный магнитно-вентильный разрядник
464
Алфавитные указатель
469
Компенсация емкостного тока 380
Конденсаторное масло 206
Концевая муфта кабеля 197
Коронный разряд 17, 84
— — влияние на перенапряжения в дальних пере-
дачах 436
----на проводах линий электропередачи 86
Косинусные конденсаторы 204
Коэффициент гладкости провода 94
— импульса 57
— использования заземлителей 290
— объемной ионизации 22
— погоды 94
— связи 257, 267, 269
Кривая опасных параметров 329
Кривые выдерживаемого напряжения 347
Крутизна тока молнии 248. 331
Кумулятивный эффект 149
Л
Лавина электронов 24
-Лидер 46
Лидерный ток 47
Линейные изоляторы 112
— — профилактика 229
М
Магнитно-вентильный разрядник 315
-Магнитный шунт трансформатора 434
Маслонаполненные кабели 195
Мегомметр 226
Метод подкасательной 264
— характеристик 258 в
Минимальное импульсное напряжение 57
Многослойный диэлектрик 213
Мокроразрядное напряжение 84. 108, 126
Молниеотвод 271
Молния 47. 244
Н
Напряжение гашения вентильного разрядника 313.
465
— прикосновения 286
Начальное распределение напряжения 164, 174
Нормальные атмосферные условия 24. 150
О
Ограничение внутренних перенапряжений 460
Опорные изоляторы 131
----профилактика 232
Остающееся напряжение вентильного разрядника
149, 309. 335
Относительная электрическая прочность газов 14
Отражение волн 257
П
Параметрический резонанс 444
Передача напряжения через обмотки трансформа-
торов 360
Перекрытие изоляции опор 119
Перемежающаяся дуга 377
Перенапряжения в дальних линиях электропере-
дачи 434
— при несимметричном отключении фаз 414
----однофазном замыкании на землю 373
— — отключении индуктивностей 401
----холостых линий 393
Переходные процессы в обмотках вращающихся
машин 184
---------автотрансформаторов 172
---------трансформаторов 164
Пик гашения 380
Плазма газового разряда 16
Поверхностный разряд 74
Повторное зажигание дуги 376, 394. 405
Подвесные изоляторы 114
Подогрев изоляторов 155
Показатель грозоупорности подстанций 337. 353
Поправка на влажность воздуха 107
Потенциал возбуждения 18
— ионизации 18
Потери энергии на корону 87, 92
Предвключенное сопротивление 437
Приборы контроля влажности изоляции 221
Приведение к нормальным атмосферным услови-
ям 107
Проводящее покрытие 182
Продольная емкостная компенсация 428, 447
Просвечивание изоляции 227
Протяженный заземлитель 295
Профилактика изоляции 212
----вращающихся машин 237
----кабелей с вязкой пропиткой 241
— — трансформаторов 233
Проходные изоляторы 137
----конструкции 143
— — профилактика 232
Прямой удар молнии 318, 323. 326
50-процентное импульсное разрядное напряжение
57
Р
Рабочее заземление 283. 291
— сопротивление вентильного разрядника 309
Радиус зоны защиты молниеотвода 274
Разряд в резконеоднородном поле 38
— вдоль поверхности твердого диэлектрика 74
Разрядники 302
— вентильные 309, 335, 342, 363
— комбинированные магнитно-вентильные 464
— магнитно-вентильные 315
— трубчатые 303, 337
Разрядное напряжение 31. 57
Распределение напряжения по гирлянде изолято-
ров 122, 228
Распространение волн 255
Расщепленные провода 97
Реактор поперечной компенсации 446
----включение через искровой промежуток 465
----— отключение 409
Резконеоднородное поле 35
Резонансное заземление нейтрали 366. 383
Резонансные перенапряжения 409
С
Са мостоятельный разряд 26
Слабонеоднородное поле 35
Смещение нейтрали 385
Собственные колебания обмотки трансформатора
167
----участка линии 269
Сопровождающий ток разрядника 309
Сопротивление заземления 284
— утечки 226
Сосредоточенный заземлитель 292
Средняя длина свободного пробега частицы 21
Срезанная волна напряжения 174
Стандартная волна напряжения 54
Станционно-аппаратные изоляторы 131
Статистическое время запаздывания разряда 49
Стеклянные изоляторы 110, 117
Стример 29. 53
Структура времени разряда 49
Субгармонический резонанс 419
Сухоразрядное напряжение 107
Т
Тангенс дельта 201, 216. 233
Теорема Дюамеля 262
Теория Белякова 380. 385
— Петерсена 377
Тервит 463
Термическая ионизация 19
Тирит 310
Тлеющий разряд 16
Ток абсорбции 215
— короны 85. 92
— утечки 226, 234
Токовая пауза 375
Трансформатор Бауха 392
Тросовый молниеотвод 279. 326
Трубчатый разрядник 303. 337
У
Ударная ионизация 18
Ударный коэффициент 454
Удельная поверхностная емкость 79
Удельное сопротивление грунта 283. 28/
— число отключений линии 320, 324. 332
Униполярная корона 89
Условие самостоятельности разрята 27
Ф
Фарфор 109
Ферромагнитный регистратор 246
Формирование разряда 28
470
Алфавитный указатель
Формула Майра 101
— Пика 94
Фотоионизация 19
Фотокамере г быстро вращающейся пленкой 45
Фреон 15
Ч
Часовая испытательная нагрузка 109
Частичные разряды в изоляции 222
Чехол короны 85. 266
Ш
Шаговое напряжение 286
Шаровой измерительный промежуток 58
Шунтирующее сопротивление выключателя 399, 462
Шунтирующий реактор 427
Штыревые изоляторы 112
Э
Эквивалентные емкости аппаратов 349
Экспериментальное исследование разряда 45
Элегаз 15
Электризация грозовых облаков 48
Электрические характеристики трансформаторов 174*
Электромагнитное поле канала молнии 250
Электромеханическая прочность изолятора 109
Электрооборудование с облегченной изоляцией 182-
Энергия выхода электрона 20
— ионизации 17
Эффективно заземленная нейтраль 366
ОСНОВНЫЕ ЕДИНИЦЫ МЕЖДУНАРОДНОЙ СИСТЕМЫ ЕДИНИЦ (ГОСТ 9867-61)*
Наименование величины • Единица измерения Сокращенные обозна- чения единиц изме- рений
русские латинские
Длина метр м ГЛ
Масса килограмм кг kg
Время секунда сек s
Сила электрического тока ампер а А
Термодинамическая температура градус Кельвина °к °К
Сила света свеча св cd
* Таблицы заимствованы из книги А. Г. Чертова» Международная система единиц измерения, Рос-
вузнздат, 1963-
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ И ПРОИЗВОДНЫЕ ЕДИНИЦЫ МЕЖДУНАРОДНОЙ
СИСТЕМЫ ЕДИНИЦ (ГОСТ 9867—61)*
Наименование величины Единица измерения Сокращенные обозначе- ния единиц измерений Размер единицы
русские латинские или греческие
Дополнительные единицы
Плоский угол радиан рад rad —
Телесный угол стерадиан стер sr —
Производные единицы
Площадь квадратный метр м2 m2 (1 му
Объем кубический метр м3 m3 (1 му
Частота герц гц Hz 1:(1 сек)
Плотность (объемная масса) килограмм на ку- бический метр кг!м3 kg/m3 (1 кг):(1 л«)3
Скорость метр в секунду м/сек m/s (1 л«):(1 сек)
Единицы международной системы
471
П родолжение
Наименование величины Единица измерения Сокращенные обозначе- ния единиц измерений Размер единицы
русские латинские или греческие
Угловая скорость . . . радиан в секунду padjceK rad/s (1 раду.(\ сек)
Ускорение метр на секунду в квадрате м,'сек2 m/s2 (1 jm):(1 сек)2
Угловое ускорение . радиан на секунду в квадрате рад/сек2 rad/s2 (1 рад).{) сек)2
Сила ньютон н N (1 кг)-(1 л):(1 сек)2
Давление (механическое напряжение) . . . . ? ньютон на квад- ратный метр н1Мг N/m2 (1 Н)(1 М?
Динамическая вязкость ньютон-секунда на квадратный метр н-сек/м2 N-s/m2 (1 н)-(1 сек):(1 м)2
Кинематическая вяз- кость квадратный метр на секунду м21сек m2/s (1 лг)г-(1 сек)
Работа, энергия, количе- ство теплоты .... джоуль дж J (1 н)-(1 л«)
Мощность ватт etn W (1 Лж)-(1 сею
Количество электриче- ства (электрический заряд) кулон к C (1 а)-(1 сек)
Электрическое напряже- ние, разность электри- ческих потенциалов, электродвижущая сила вольт в V (1 впг):(1 а)
Напряженность электри- ческого поля ... вольт на метр в/м V/m (1 в):(1 «)
Электрическое сопротив- ление ом ом Й (1 в): (1 а)
Электрическая емкость фарада ф F (1 к):(1 а)
Поток магнитной индук- ции вебер вб Wb (1 к):(1 ом)
Индуктивность .... генри гн H (1 в<5'):(1 а)
Магнитная индукция . . тесла шл T (1 в<7):(1 лг)2
Напряженность магнит- ного поля ампер на метр а(м A/m (1 а): (1 м>
Магнитодвижущая сила ампер а A 1 а
Световой поток .... люмен лм im (1 св)-(1 стер)
Яркость свеча на квадрат- ный метр или нит св{м2 или нт cd/m2 или nt (1 св):(1 м)г
Освещенность люкс лк lx (1 лм):(1 м)2
Борисоглебский Петр Васильевич.,
Дмоховская Лидия Федоровна,
Ларионов Владимир Петрович,
Пинталь Юрий Станиславович,
Разевиг Даниил Всеволодович, Ряб-
кова Елена Яковлевна.
Техника высоких напряжений
Под редакцией Д. В. Разевиг а. М.—Л.
Госэнергоиздат. 1963.
472 с. с черт, и илл.
Редактор М. И. Николаева
Техн, редактор Н. И. Борунов
Сдано в набор 7/VI 1963 г.
Подписано к печати 12/XI 1963 г.
Т-13971. Бумага 70ХЮ8*/1в
40,41 печ. л. Уч.-изд. л. 41,9
Тираж 26 000 (1-ый з-д 1—5 000экз.)
Цена 1 р. 57 к. Зак. 314
Типография № 1 Госэнергоиздата.
Москва, Шлюзовая наб., 10.